ISBN 950-532-094-9
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Seminario latinoameriCano
sobre utilización de
escorias de Altos Hornos
en la construcción
MEMORIAS
18 •20 de junio de 1991 Buenos Aires •Argentina
Seminario latinoamericano sobre
utilización de escorias de Altos Hornos en la construcción
MEMORIAS
18-20 de junio de 1991
BUENOS AIRES
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ARGENTINA
INTI
Subsecretaría de Industria y Come.-cio
INSTITUTO NACIONAL DE TECNOLOGIA INDUSTRIAL
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CA NADA CENTRO INTERNACIONAL DE INVESTIGACIONES PARA EL DESARROLLO
Esta Seminario ha sido organizado por:
-Instituto Nacional da Tecnología Industrial, INTI, Argentina.
- Intarnational Davelopment Rasearch Centre, IDRC, Canadá, dant~o del Proyecto: "Escoria de Altos Hornos Argentina" y de acuerdo con el Convenio INTI - IDRC.
- Director del Proyecto: Dr. Adolfo LONGO
Auspiciado por: - Sociedad Mixta Siderurgia Argentina - SOMISA - Cámara Vivienda Económica de la Rep. Argentina - CAVERA - Instituto da la Vivienda de la Prov. de Buenos Aires-IVBA - Asociación Argentina da Tecnología del Hormigón - AATH - Establecimiento Altos Hornos Zapla - DGFM - Subsecretaria de Vivienda y Ordenamiento Ambiental - SVOA - Cámara Argentina da la Construcción - CAC - Universidad Tecnológica Nacional - UTN - Instituto del Cemento Portland Argentino - ICPA - Secretaria de Ciencia y Tecnología - SECyT
Agradecimiento:
A las autoridades y en particular al personal de Relaciones Públicas de la Empresa Sociedad Mixta Siderurgia Argentina S.A. el apoyo brindado para la realización de este Seminario. Al personal del Eector Ediciones del INTI, donde se preparó el material gráfico a impresión de estas memorias.
ii
PROLOGO
Como consecuencia de un convenio entre las empresas Agua y Energia Eléctrica, la Sociedad Mixta Siderurgia Argentina y el Instituto Nacional de Tecnologia Industrial, se inició en este último, hace ya diez a~os, el estudio de prefactibilidad para el aprovechamiento de las cenizass volantes y las escorias de altos hornos en la obtención de cementos mezcla.
Posteriormente se continuaron los estudios sobre las escorias granuladas de altos hornos; los resultados de estos trabajos contribuyeron como antecedentes al Proyecto: "Escorias de Altos Hornos- Argentina" desarrollado dentro de un Convenio entre el Instituto Nacional de Tecnología Industrial, INTI y el International Development Research Center, IDRC, del Canadá.
En Argentina, el empleo de la escoria de alto horno granulada estaba limitado a su incorporación, hasta un 10% en masa, durante la molienda de clinker para la obtención de cemento portland normal, a pesar de la existencia de la norma "Cemento Portland con Escoria de Alto Horno" que contemplaba la incorporación desde 25 hasta 65 % de escoria.
Recientemente esta norma ha sido remplazada por otra de igual título que permite la incorporación de más del 10% hasta 35 % de escoria y la norma "Cemento de Escoria de Alto Horno" que contempla un contenido de más de 35 % hasta 75 % de escoria. Ult1mamente se ha lanzado al mercado el cemento portland con escoria de alto horno.
El objetivo fina1 del Proyecto "Escoria de Altos Hornos - Argentina" fue aportar los conocimientos técnicos necesarios para que este ce-producto de la industria siderúrgica se utilice en forma apropiada y que las ventajas técnico-económicas que representa su empleo como material potencialmente hidráulico lleguen a todos los sectores de la comunidad; así por ejemplo, que su costo, significativamente menor, se traslade al de la construcción de viviendas económicas.
Para que esto sea posible es necesario que los sectores interesados, principalmente el de la construcción, tomen conocimiento de los resultados obtenidos y de las posibilidades que se presentan. Con esta premisa se planificó la realización de·este seminario de divulgación.
Con el fin de intercambiar experiencia con otros paises de Latinoamérica que desde hace tiempo emplean estos cementos Y hacer participes de ésta a los que aún no lo han . implementado, se ha irivitado a investigadores de aquellos
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paises que trabajan en la producción, investigación, desarrollo y aplicación de los cementos de escoria. De esta :nanera, se exponen en este seminario trabajos referidos a 1a producción de cementos de escoria, al empleo de estos en obras de importancia por sus requerimientos especiales, desarrollos donde se emplean diferentes activadores de la capacidad hidráulica potenci~1 de la escoria, estudios a nivel de laboratorio, utilización en hormigón celular, etc.
A estas contribuciones debemos agregar la del Canadá, a través de investigadores del CANMET (Canadian Center for Mineral and Energy Technology). Energy, Mines and Resources, Canadá. En particular, la participación del Dr. V. M. Malhotra, de reconocida autoridad en el campo de la tecnologia del hormigón y en el empleo de subproductos industriales en la construcción, a quien agradecemos su participación en este ·Proyecto y el entrenamiento proporcionado a investigadores argentinos en el laboratorio que él dirige.
El Proyecto "Escoria de Altos Hornos - Argentina'' y este Seminario no hubieran sido posible sin el apoyo del International Development Research Centre - IDRC, de Canadá. Desde sus más altas autoridades, quienes depositaron su confianza en nosotros, hasta los funcionarios que siguieron de cerca el desarrollo de los trabajos y que, con amplitud de criterio y experiencia, comprendieron, aconsejaron y nos estimularon frente a las dificultades encontradas; a todos ellos, nuestro profundo agradecimiento.
Dr. Adolfo LONGO Director del Proyecto "Escoria de Altos Hornos-Argentina"
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CONTENIDO
PROLOGO • • • . . . . . • • . • • • . • . . . • • . • • • • • • . . . . • • . . . • . . • • • • . i i i
PROYECTO ESCORIA DE ALTOS HORNOS - ARGENTINA. Resumen Adolfo Longo y Luis F&rnandez Luce . . . . . • . . . . • . . . . . . . 1
ANTECEDENTES DEL PROYECTO ESCORIAS DE ALTOS HORNOS -
ARGENTINA . . . • . • • • • • • • . • . . . . • . • . . . • . • . • . . • . • . . • • • • •
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CARACTERIZACION DE LAS ESCORIAS DE ALTOS HORNOS
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CEMENTOS· MEZCLA EN BASE A ESCORIA DE ALTO HORNO
GRANULADA • . • • • • • . . . . . • • • • • • • . • . . • . • • . . • • . • • • • • • • • • 27
EMPLEO DE LA ESCORIA DE ALTO HORNO GRANULADA MOLIDA EN LA CONSTRUCCION DE UNA VIVIENDA................ 63
INFLUENCIA DE LA TEMPERATURA DE CURADO EN LOS CEMENTOS MEZCLA . . . . . . . . . . . . . . . . . . . • . . . . . . . . . . • . . . • 99
EVALUACION DE LA ESCORIA PRODUCIDA POR EL ESTABLECIMIENTO ALTOS HORNOS ZAPLA ...............• 141
ASPECTOS ECONOMICOS Y ECOLOGICOS ASOCIADOS AL EMPLEO DE LA ESCORIA DE ALTO HORNO GRANULADA MOLIDA ••.•.. 181
RECOMENDACIONES GENERALES PARA EL EMPLEO DE LA ESCQRIA DE ALTO HORNO GRANULADA MOLIDA ......•.•••. 195
HORMIGONES CELULARES EN BASE A ESCORIA GRANULADA DE ALTO HORNO
Romeo E. Miretti, Jorge A. Citroni, Rudy o. Grether y
Carlos R. Passerino . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . • . . 203
O EMPREGO DA ESCORIA DE ALTO FORNO GRANULADA EM CIMENTOS PORTLAND NO BRASIL Mario William Esper, Vahan Agopyan .•......••..•...•. 239
NOVOS EMPREGOS DA ESCORIA DE ALTO FORNO: ESTUDIOS REALIZADOS NO. BRASIL Maria A. Cincotto, Vahan Agopyan .......•......•..... 256
USE OF GRANULATED BLAST FURNACE SLAG IN CONCRETE IN CANADA - A REVIEW
V. M. Ma 1hotra . . . .. . . . . • . . . . . . • . . . . . . . . • • . . • . . • . . .. . • . 27 7
V
ALKALI ACTIVATED BLAST-FURNACE SLAG CONCRETES: PROPORTIONING AND PROPERTIES E. Douglas, A. Bilodeau , V. M. Malhotra ........•... 295 PRODUCCION DE CEMENTOS CON ESCORIAS DE ALTOS HORNOS Anibal Avenda"o Cruz .•.............................. 308 CEMENTOS SIDERURGICOS UTILIZADOS EN CHILE Arnoldo Bucarey C...........•.............•......... 357 CONCRETO CON CEMENTO SIDERURGICO Maria del Pilar Velasco B.................•......... 393 ESTUDIO DE UNA ESCORIA SIDERURGICA PRODUCIDA EN MEXICO PARA SU USO COMO MATERIAL CEMENTANTE Claudia Eberhardt, David López . . . . .. . .. . . . . . . .. .. . . . 415 USO DE ESCORIAS DE ACERIAS ELECTRICAS EN LA PRODUCCION DE CEMENTO DE ESCORIA Y ARRABIO
Nicolás O. Guevara .................................. 421
Vi
PROYECTO "ESCORIA DE ALTOS HORNOS - ARGENTINA"
DR. A. LONGO (*) ING. L. FERNANDEZ LUCO (*)
RESUMEN
Los trabajos que se exponen a continuación corresponden a los resultados obtenidos en el desarrollo del Proyecto "Escoria de Altos Hornos- Argentina". En distintos congresos nacionales e internacionales se han presentado resultados obtenidos en este desarrollo, por lo cual no fueron inclufdos en este seminario, con excepción de algunos aspectos que se consideró importante reiterar o que hacen a la comprensión general de los trabajos.
Estos trabajos incluyen la caracterización de las escorias producidas en los altos hornos de SOMISA y Zapla, su activación con cemento portland para la obtención de cementos mezcla y con cales para formular un cemento de albaftileria. Se estudió la influencia de la temperatura en el desarrollo de resistencia en vista al empleo del curado acelerado en la fabricación de premoldeados. Se emplearon cementos mezcla en hormigones normales y livianos y en la fabricación de mosaicos granfticos, entre otros.
Además de las ventajas técnicas que representa la incorporación de las escorias como material cementicio, se analizan los beneficios económicos y ecológicos consecuencia de este empleo.
(*) Instituto Nacional do Tecnologfa Industrial
1
A fin de superar la resistencia natural frente a un nuevo producto, los trabajos no se circunscribieron al nivel de laboratorio sino que se extendieron a la elaboración de elementos premoldeados y a la construcción de una vivienda económica, donde este material se empleó remplazando al cemento portland normal en distintos porcentajes.
El comportamiento de los materiales y las condiciones de habitabilidad de la vivienda, ocupada por una familia, serán evaluadas en el transcurso del tiempo.
El trabajo en obra permitió observar que el empleo de este material no representa mayores inconvenientes sino más bien aporta ciertas ventajas operativas. Las experiencias recogidas en los estudios de laboratorio y en obra se han tenido en cuenta en la elaboración de las recomendaciones finales.
Los autores:
El Dr. Adolfo Longo se inició en la investigación académica en la Facultad de Ciencias Exactas de la Universidad de Buenos Aires, donde obtuvo su doctorado en Ciencias Qufmicas en 1966. Dirigió distintos proyectos multidisciplinarios de desarrollo aplicado y ejerció también la docencia universitaria, siendo actualmente Profesor Titular Ordinario de la Universidad Tecnológica Nacional. Desde hace catorce aRos estudia el aprovechamiento de cenizas volantes y escoria de altos hornos, en el Instituto Nacional de Tecnologfa Industrial.
El Ing. Luis Fernandez Luco se graduó en la Facultad de Ingenierfa Civil de la Universidad de San Juan en 1984 y realizó la carrera de postgrado "Tecnologfa Avanzada del Hormigón" en la Universidad Nacional de La Plata. Es profesor adjunto de la Facultad de Ingenierfa de la Universidad de Buenos Aires. Participa en el Proyecto "Escorias de Alto Horno - Argentina" desde su comienzo y en 1988 realizó en el CANMET un perfodo de entrenamiento referido al uso de escoria de altos hornos en hormigones.
2
ANTECEDENTES D~-~~OYECTQ "ESCORIAS DE ALTOS HORNOS - ARGENTINA"
RESUMEN
Se informa sobre las fuentes de
producción de escorias de altos hornos en
Argentina,
capacidad
de
producción,
localización, etc.
Se describe la situación actual con
respecto a la normalización en el País, de la escoria de alto horno granulada y de los cementos con y de escoria.
Se discuten los resultados de un estudio
de prefactibilidad sobre la instalación de una planta de cemento mezcla; las conclusiones de este trabajo alentaron a la prosecución de las investigaciones de laboratorio sobre las
escorias de altos hornos. Así se analizó la uniformidad del material, actividad hidráulica, usos alternativos de incorporación al hormigón, etc.
La experiencia recogida en estos estudios sirvió de antecedente para el Proyecto "Escoria de Altos Hornos - Argentina".
ANTECEDENTES DEL PROYECTO
"ESCORIAS DE ALTOS HORNOS - ARGENTINA"
1. INTRODUCCION
En octubre de 1945 entró en producción el primer alto horno de Argentina, en la Ciudad de Palpalá, Pcia. de Jujuy, a 1.595 km de Buenos Aires, Fig. 1, desde esa fecha se dispone en el Pafs.de escoria de alto horno.
Este alto horno formaba parte de la primer planta siderdrgica integrada del Pais, Establecimiento Altos Hornos Zapla, concebido para utilizar las materias primas de la región. El hecho de no disponer de carbón mineral llevó a que se empleara carbón vegetal, recurso abundante en las provincias vecinas y a la forestación de más de 100.000 ha para la provisión futura de carbón. El mineral empleado provenia de la zona con una ley máxima de hierro del 48%, luego de su beneficio por separación manual; si bien esta ley es actualmente considerada muy baja y no económica, en esa época era del orden de la empleada en altos hornos de los paises con una industria siderúrgica desarrollada.
La baja ley del mineral de hierro utilizado tenia como consecuencia una producción de escoria superior, en masa, a la de arrabio, efectuándose en la Universidad Nacional de Tucumán los primeros estudios para el empleo de estas escorias en la fabricación de aglomerantes hidráulicos (1).
Luego del primer alto horno se construyeron otros cuatro más, quedando en la actualidad el N" 5, discontinuando la actividad de los cuatro primeros, de reducida capacidad. La sustitución gradual del mineral propio, de baja ley, por mineral importado de alta ley ha incrementado la producción de arrabio y reducido la de escoria por tonelada de arrabio a 355 kg escoria/ton arrabio; siendo la producción de escoria del año 1989 de 36.000 t la que se enfria totalmente en agua. Trabajando a capacidad máxima la producción anual de escoria seria del orden de 48.000 t.
El 20 de junio de 1960 entró en operación el alto horno N" 1 de la Sociedad Mixta Siderúrgica Argentina SOMISA, instalado en las cercanias de la Ciudad de San Nicolás, Provincia de Buenos Aires, a 232 km de la Capital Federal.
En esta misma siderúrgica se pone en marcha el alto horno N• 2 el 15 de marzo de 1974; ambos altos hornos
4
utilizan mineral de hierro de alta ley y coque. La carga utilizada, la mayor capacidad y la optimización de la operación han permitido que la producción de escoria se reduzca a aproximadamente 290 kg/t arrabio.
La producción del alto horno N" 1 fue en 1989 de 210.000 t la que se granuló totalmente; la producida por el alto horno N" 2 fue de 327.000 t; ésta es enfriada al aire. Se encuentra en estudio la alternativa de granular también la escoria de este alto horno.
Resumiendo podemos decir que la producción total de escoria de alto horno en el país es de 637.000 t, de las cuales 246.000 t son escoria de alto horno granulada, Tabla N" 1.
2. ANTECEDENTES DE LAS NORMAS NACIONALES
Previendo la mayor disponibilidad de escoria con la puesta en marcha del alto horno N" 1 de SOMISA, se inician en 1959 las tratativas para modificar la norma de cemento portland normal y elaborar la de cemento portland con escoria de alto horno, para poder asi dar salida a este subproducto.
Esto, permitió que la norma IRAM 1503 "Cemento Portland Normal" contemple la incorporación de escoria granulada hasta un 10 % en masa y que en diciembre de 1967 se envíen a discusión pública las normas !RAM 1636 "Cemento Portland de Escoria de Alto Horno", que contemplaba la incorporación entre 25 y 65 % de escoria y la norma !RAM 1667 "Escoria Granulada de Alto Horno- Características", aprobadas definitivamente en mayo de 1970 y 1971 respectivamente.
Es de señalar que la norma !RAM 1636 establecía en el punto B- Alcance de esta Norma: "B-2- El cemento objeto de esta norma no es apto para ser utilizado en estructuras armadas".
Esta restricción limitaba fuertemente el campo de empleo de estos cementos y posiblemente esta haya sido la causa principal de que este cemento no se fabricara en el país.
En diciembre de 1986, a través de la Comisión para el Desarrollo de Escorias Siderúrgicas del Instituto Argentino de Siderurgia se propone al Instituto Argentino de Racionalización de Materiales la revisión de las normas IRAM 1636 a IRAM 1667. Estas propuestas incluían la eliminación de la restricción mencionada anteriormente, la ampliación del contenido máximo de escoria e incorporaba la alternativa de molienda separada del clínker y la escoria
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de alto horno y su posterior .mezcla y homogeneización para obtener el cemento portland de escoria de alto horno (2).
La propuesta de modificación de la norma para la escoria de alto horno granulada contemplaba la inclusión de la normalización de la escoria de alto horno granulada molida para su utilización directamente en obra, además de otras modificaciones que incluían los avances registrados en las normas internacionales al respec~o.
Estas propuestas fueron tratadas por el Subcomité de Cementos del !RAM, e1 que, en diciembre de 1989 y octubre de 1990, aprobó respectivamente las siguientes normas: Norma !RAM 1636, "Cemento Portland con Escoria de Alto Horno", donde el contenido de escoria está comprendido entre el 10 y 35 %, Norma !RAM 1630, "Cemento de Escoria de Alto Horno", para contenido de escoria mayores al 35% y hasta el 75 % .
En ambos casos el campo de aplicación de estos cementos es el mismo que el del cemento portland normal, excepto que "no es apto para ser utilizado en la ejecución de elementos estructurales de hormigón pretensado".
Con respecto a la normalización de la escoria de alto horno, ésta limitó su utilización a la fabricación de los cementos bajo las normas mencionadas anteriormente. No se incorporó el empleo de la escoria de altos hornos granulada molida como material potencialmente hidráulico.
De este modo la Norma !RAM 1667 pasó a ser denominada "Escoria Granulada de Alto Horno para Cemento", quedando sin cubrir, hasta la fecha, la alternativa propuesta para el empleo de la Escoria de Alto Horno Granulada Molida a la finura apropiada, directamente en obra junto con el cemento portland normal en la proporción apropiada para cada caso. Esta alternativa ha pasado para su tratamiento al Subcomité de Hormigón.
3. TRABAJOS PRELIMINARES
3.1. Estudios de Prefactibilidad para la elaboración de Cemento Mezcla
En cumplimiento de un convenio celebrado oportunamente entre Agua y Energia Eléctrica, INTI y SOMISA, se realizó un estudio de prefactibilidad para la instalación de una planta de cemento mezcla, en el cual, además de la escoria de alto horno se contempló la utilización de la ceniza volante producida en la Central Térmica de San Nicolás.
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Este trabajo incluyó el estudio de mercado, definición del producto, ingeniería básica, estructura de costos y evaluación del proyecto. Los resultados del trabajo seRalaron la conveniencia técnico-económica de construir una planta del orden de 600.000 t/año de capacidad en el Parque Industrial de COMIRSA, en San Nicolás (3).
Una de las conclusiones de este estudio es la. siguiente: "En resumen, podemos decir que se trata de un proyecto conveniente para la economía general, por el ahorro energético, la posibilidad de disponer de un cemento de características óptimas para las obras de infraestructura que el pais debe encarar, la racionalización del transporte de cemento a una región con un alto crecimiento y alejada de las fábricas de cemento y la reducción de la contaminación ambiental. Es por otro lado muy interesante desde el punto de vista económico para los capitales que se inviertan en este proyecto, representando una inversión con un riesgo relativamente bajo".
Al costo de producción de cemento debemos sumarle el costo de transporte hasta el lugar de consumo. La localización de la fuente de escoria granulada más importante, SOMISA, es en este aspecto privilegiada ya que está ubicada en el baricentro del consumo de cemento del pais y las fábricas de cemento más cercanas se encuentran a una distancia de 480 km (Figs. 1, 2).
Con respecto a las inversiones consideradas en este estudio les mismas son muy superiores a la inversión mínima necesaria; esto se debe a que se consideró la más avanzada tecnología disponible en ese momento, con la automatización de todo el proceso y la posibilidad de duplicar la producción. A estos factores se debe sumar la marcada sobrevaluación de nuestra moneda en el momento del estudio. No obstante estas circunstancias el periodo de recuperación del capital estaba comprendido entre 7,5 y 11 años según las alternativas, plazo que por lo expresado anteriormente se puede considerar de máxima, siendo de esperar su reducción a menos de la mitad.
3.2. Uniformidad de la Escoria Granulada Producida por un Alto Horno
Durante las discusiones sobre la normalización de las escorias granuladas se planteó el problema de la no constancia de las propiedades de la escoria o que la escoria no tenia una calidad constante, afirmaciones que se fundamentaban en el hecho de considerar a la escoria de alto horno como un subproducto. Presentado de esta manera estas opiniones tuvieron suficiente difusión como para desacreditar este material. En realidad no se tuvo en cuenta que el control del funcionamiento del alto horno y
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del arrabio que produce se efectúa a través de la escoria, por lo tanto la composición de la misma y su constancia son parámetros a los que se presta especial atención.
Es importante tener en cuenta que la escoria de alto horno no es una especie quimica, por lo tanto no tiene sentido hablar de su falta de uniformidad si no se establece un criterio de evaluación y aceptación. Con este fin se realizó un estudio estadistico donde se procesaron los resultados de los análisis quimicos de 1213 muestras de escorias de altos hornos granuladas, provenientes de un periodo de producción de seis meses (4).
En este estudio se tomó como referencia la uniformidad de escorias producidas en Alemania y Francia y de un cemento portland normal producido por una fábrica para la construcción de una central hidroeléctrica y de cementos de diferentes fábricas para distintas obras.
Es de práctica en la industria del cemento almacenar las materias primas en lechos de homogeneización, (Figs. 3, 5) en este estudio se analizó también la influencia de este procedimiento en la reducción de la dispersión, dando como resultado que si se toman 90 coladas consecutivas se obtiene una homogeneización del orden de la escoria europea y superior a la de los cementos portland normal estudiados y tomados como referencia, Tablas 2-4.
Se calcularon también las dispersiones de las fórmulas más utilizadas para relacionar la composición quimica de las escorias y su actividad hidráulica. Estas fórmulas, Tabla 5, como se ha demostrado (5), tienen una validez relativa y muy posiblemente las fluctuaciones de componentes minoritarios como Ti02, P205, etc. tengan una influencia similar a desviaciones más grandes de los componentes mayoritarios.
3.3. Alternativas para las formas de empleo de la Escoria de Alto Horno
Se han contemplado las siguientes posibilidades: a) molienda conjunta de clinker - escoria granulada- yeso; b) molienda separada del clinker y yeso por un lado y de la escoria granulada por otro y mezclado de ambos componentes en seco; e) incorporación de estos componentes independientemente durante la preparación de los morteros y hormigones.
Para las distintas formas de reemplazo se analizó la influencia de la finura de molienda, porcentaje de sustitución y tiempo de curado sobre la resistencia a la flexión y compresión de morteros y la resistencia a la compresión de hormigones.
8
Se podria pensar que el proceso de molienda conjunta deberia llevar a una distribución más intima y uniforme de las particulas de escoria y clinker que los otros métodos y de este modo contribuir a una mayor resistencia del mortero u hormigón, sin embargo esto no fue observado en este estudio, como asi tampoco en la bibliografia.
El análisis estadistico de los resultados de resistencia promedios para morteros ensayados a las edades de 3, 7, 28, 90, 180 y 360 dias mostró diferencias significativas entre los tres métodos a las edades de 28 y 90 dias; en ambos casos el procedimiento de molienda separada dió como resultado morteros con resistencia más alta que los de molienda conjunta.
El análisis de los resultados para hormigones, ensayados a las mismas edades que los morteros, señaló diferencias significativas solamente a las edades de 7 y 90 dias, pudiéndose considerar equivalentes para las otras edades.
A la edad de 7 días la molienda conjunta da resistencias más altas mientras que a 90 días la incorporación directa de la escoria granulada molida directamente en la hormigonera es lo que produce resultados de resistencia más elevados.
Graficados los resultados promedios de las resistencias de los hormigones obtenidos por ambos métodos, en función de la edad de ensayo, muestran una diferencia muy pequeña, con una tendencia en las primeras edades de mayor resistencia para el procedimiento de molienda conjunta, tendencia que se revierte a edades más avanzadas, (fig. 4). Estos resultados son similares a resultados previos encon. trados en la bibliografía (6).
Podemos de todos modos observar que la diferencia entre los distintos métodos en general no es significativa y cuando estadisticamente lo es, la magnitud de esta diferencia es menor del 7 %, tanto para morteros como para hormigones.
Otro aspecto considerado fue la uniformidad, dentro de cada "batch", reflejada en los resultados a compresión, por el promedio de los coeficientes de variación. En este caso el test "t" de Student mostró diferencias significativas solamente para 1a edad de 7 dias, resultando menor el promedio de los coeficientes de variación para el procedimiento de adición de la escoria granulada molida por separado,
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3.3.1. Conclusiones
Las diferencias entre los distintos procedimientos no son relevantes, por lo tanto en ia decisión de adoptar ~no u otro procedimiento deben tenerse en cuenta otros factores.
A escala comercial existe a la fecha una amplia experiencia sobre la adición de la escoria granulada molida directamente en obra. En Bélgica V. Trief desarrolló el proceso, luego conocido por su nombre, en el cual la escoria es molida en húmedo y luego la suspensión es incorporada a la hormigonera junto con el cemento portland y los agregados. Este procedimiento fue empleado en la presa de Bort-les-Orguir en Francia y en las presa de Chuanie y Avon en Gran Bretaña (7-8).
Si bien este proceso elimina la necesidad del secado de la escoria previo a la molienda y permite obtener una molienda más fina con un menor consumo de energia no se difundió hasta el presente.
En Venezuela se realiza la molienda de la escoria por separado, por via seca y luego se mezcla con cemento portland normal en silos de homogeneización (9).
Por otro lado la molienda en seco de la escoria y su incorporación en obra fue adoptada en distintos países, tanto en grandes como en pequeñas obras, siendo actualmente una técnica perfectamente establecida en países como Australia, Canadá, Estados Unidos, Finlandia, Inglaterra, Japón y Sud Africa (10-11).
La molienda separada de la escoria y su incorporación junto con el cemento portland normal en la hormigonera representa una serie de ventajas: optimización de la molienda al evitar una sobremolienda del clinker, permitir ajustar la relación EAHGM/CPN en función del requerimiento del proyecto; disminución de los problemas de almacenaje ya que la EAHGM no se hidrata en ausencia de un agente activante, reducción de costos de transporte, etc.
10
REFERENCIAS
(1) Seria Bravo, c. "Contribución al estudio de la
aplicación de escorias granuladas no clásicas en la industria de lo~ aglomerantes hidráulicos". "Escorias Siderórgicas- II Jornadas Técnicas". Noviembre 8, 9 y 10 de 1988. Tomo 3 pp. XIV-1-XIV-79, Bs. As.
(2) Longo, Adolfo. "Escorias Granuladas de Altos Hornos y Cementos de Escoria- Análisis y Características de Normas Nacionales e Internacionales'', "Escorias Siderúrgicas- II Jornadas Técnicas". Noviembre 8, 9 y 10 de 1988. Tomo 3 pp. XV-I-XV-17, Bs. As.
(3) Longo, A.; Carrizo, H.; Pozzi, A.M. "Estudio de Prefactibilidad para la Elaboración de Cemento Mezcla", Convenio A y E - INTI - SOMISA, Abril 1979. 103 pp. Informe Interno.
(4) Longo, A.; Berbeglia, A. "Estudio de la Uniformidad de la Escoria Granulada producida por un Alto Horno" 5" Reunión Técnica AATH La Plata, 27-31 Octubre de 1982. Tomo 1 pp. 189- 217.
(5) Smolczyk, H. Z.K.G. 6, 294 - 296, 1978. "The effect of the chemistry of the slag on the strength of blastfurnace cements".
(6) Fulton, F. S. "The properties of Portland Cements Containing Milled Granulated Blast Furnace Slag" . A Portland Cement Institute Monograph, Johannesburg, 1974. South Africa.
(7) Cléret de Langavant, J. "Pourquoi et comment le ciment de laitier par broyage humide a été adopté pour la construction du barrage de Bort'', CERILH, separata del autor.
(8) Higgins, D. "Developments and trends in the use of GGBS" Concrete, August, 1989, 35-37.
(9) Kaiser H. "Die Erzeugen von Huttenzement in getrennter Vermahlung" Zement-Kalk-Gips 25; 67, 1972.
(10) "ASTM Specification for Ground Iron Blast Furnace Slag: Its Development, Use and Future" ACI SP 91-76, Vol. 2, 1551-1576, April 1986.
(11) Higgins, D. "BS 6699- A standard for ground granulated blast furnace slag" Concrete, 20 Nro. 8, August, 1986.
11
T A B L A N"
PRODUCCION DE ESCORIA PE ALTO HORNO Y CEMENTO PORTLAND NORMAL EN ARGENTINA (1989)
Productor
Altos Hornos Zapla SOMISA Subtotal Producción Total Producción de Cemento Portland Normal
Escoria Granuiada (t)
36.000
Escoria Enfriada al Aire (t)
-
210.000
327.000
246.000
327.000
573.000
4.439.171
T A B L A N• 2
MEDIAS, DESVIOS ESTANDAR Y COEFICIENTES DE VARIACION PARA 1213 MUESTRAS DE ESCORIAS
Variable Dióxido de Silicio Oxido de Aluminio Oxido de Calcio Oxido de Magnesio Azufre Oxido de Manganeso (II) Oxido de Hierro (II)
Media
37,47 11 , 13 43,16
5,82 0,91 0,50 0,36
Desvío Estandar
1 '337 0,700 1, 582 0,660
o, 114
0,347 0,216
Coef. de Variación
3,57 6,29 3,67 11 , 35 12,56 70,02 59,33
12
T A B L A N. 3
~OlAS, OESVIOS EªTANDAR Y COEFICIENTES DE VARIACION PARA LOS PROMEDIO§ MOVILES DE 90 COLADAS CONSECUTIVAS
Composición Dióxido de Silicio Oxido de Aluminio Oxido de Calcio Oxido de Magnesio Azufre Oxido de Manganeso (II) Oxido de Hierro (II)
Media 37,43 11 1 13 43,23 5,79 0191 0149 0,37
Desvío Coef. de Estandar Variación
0,609
1 , 63
0,327
2,94
0,774
1 179
0,399
6,89
01036
3,97
o1133 26,96
0,060 16,42
T A B L~A~~N~·--~4 COEFICIENTES DE VARIACION PARA LAS ESCORIAS DE SOMISA, LAS
~E REFERENCIA Y EL C~MENTO EN ESTUDIO
SOMISA
Comp.
A
1 Col 90 Col
B e D Ei Ef F
Si02 3,57 1 '63 1, 30 1188 1 , 29 1 '36 1, 63 0,85 1, 94
Al203 6,29
cao 3,67
2,94 3,72 3,65 2,72 2, 12 2,24 1 150 10,23 1 t 79 2,90 2,42 1 , 80 1 1 70 1 160 0,82 0196
MgO 11 , 34 6,89 5,07 12,75 4,89 5,65
7,65
A: AH No. 1/1964 B: AH No. 2/1964 C: AH No. 1/1965 0: AH No. 2/1965
( 1 ) Ei: Francia/1973 Sin homog. (9) (1) Ef: Francia/1973 homogeneizada (9) ( 1 ) F: Cemento util. en Sto.Grande (6)
(1)
13
T AB L A
VALORES PE QISTINTAS EXPRESIONES UTILIZADAS PARA PREDECIR LA HIPRAULICIQAQ. EN EUNCION DE LA COMPOSICION QUIMICA PE
LA ESCORIA
Fórmula Fórmula I Fórmula II Fórmula III Fórmula IV Fórmula V Fórmula VI
Media
1•e1
1. 18 . 1 '16 1 '31 1 ,50 1 f 51
Oesvfo Estandar Coef. de Variac.
0,098
6,07
0,083
6,38
0,077
8,63
0,082.
6,23
o' 106
7,06
O, 100
6,80
Fórmula I
cao + MgO + A1203
=
Si02
cao + Mgo + 1/3 Al203
Fórmula II =
Si02 + 2/3 Al203
- Fórmula III
cao
S102
- Fórmula IV
cao + Mgo Si02
- Fórmula V
cao + 1/2 MgO + Al203 Si02 + FeO + (Mn0)2
- Fórmula VI
cao + 1/2 MgO + A1203 Si02 + MnO
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Fig. 1; ubicación de los Altos !lomos y distancia a Smt Nicolás
de las fábricas de cemento más cercm;.1s.
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Fig. 4: Siste112as de almacenamiento
Fig. 5: Sistemas de recuperación del material
18
CARACTERIZACION PE ESCORIA DE ALTO HORNO GRANULADA
RESUMEN
La escoria granulada de alto horno puede destinarse a elaborar cemento mezcla por molienda conjunta con clinker portland o puede molerse en forma separada para utilizarse como constituyente de morteros y hormigones o integrar cementos de/con escoria. En ambos casos, es necesario proceder a caracterizar el material, determinando las propiedades que lo identifican y determinan su comportamiento fisico y mecánico.
En este trabajo se resumen las formas usuales de caracterización de escoria granulada de alto horno y de la escoria granulada molida. Se indica brevemente las diferentes alternativas disponibles y los valores sugeridos para las distintas variables en función de las caracteristicas de las escorias locales.
El destinatario principal de este trabajo es el usuario, por lo que los ensayos más tecnificados, utilizados en tareas de investigación o desarrollo, pueden no estar incluidos en el mismo.
19
CARACTERIZACION DE ESCORIA DE ALTO HORNO GRANULADA
1. INTRODUCCION
La necesidad de caracterización de la escoria de alto horno puede presentarse en distintas circunstancias, ya sea cuando se trata de procesar el producto para obteher escoria granulada de alto horno molida, para obtener cementos mezcla por sustitución parcial de cemento portland por escoria de alto horno o cuando se desea emplear escoria granulada de alto horno molida en la preparación de hormigones y morteros adicionándola directamente en la mezcladora.
De acuerdo con el alcance y la profundidad del análisis requerido, las técnicas pueden alcanzar cierta complejidad. En este trabajo se presentan los ensayos y determinaciones que se realizan usualmente para caracterizar el producto.
La propiedad más importante a los fines de utilizar la escoria granulada de alto horno molida como material cementicio es su hidraulicidad, o sea la capacidad de reaccionar con el agua y proporcionar resistencia a morteros y hormigones. Otras propiedades tales como el color y la molturabilidad son menos relevantes para el usuario, aunque esta última determina la cantidad de energía consumida en la molienda.
2. CARACTERIZACION
Son diversos los factores que influyen.sobre la hidraulicidad de la escoria. El análisis de cada uno de ellos permite obtener pautas de su capacidad ligante y en ello se basa la caracterización de las escorias de alto horno granuladas.
2.1. Grado de vitrificación (contenido de fase vítrea)
El grado de vitrificación depende de las condiciones de enfriamiento de la escoria y su composición quimica. La bibliografía indica que no existe un contenido de fase vítrea mínimo para asegurar adecuada hidraulicidad, aunque los resultados óptimos se obtendrían para aproximadamente un 95 % de vidrio. Aún así, no hay buena correlación entre los resultados de resistencia a la compresión y el contenido de fase vítrea.
En la práctica, el usuario de la escoria granulada no puede modificar las condiciones de la materia prima, por lo que la determinación del contenido de
20
vidrio o fase vítrea puede realizarse para controlar la uniformidad en la escoria recibida.
Para su determinación, existen diferentes técnicas. El método quizás más ajustado es el Método McMaster Modificado adoptado por las normas canadienses (CSA A363 - M1983) y que consiste básicamente en un conteo al microscopio. En el INTI se ha desarrollado un método equivalente utilizando luz transmitida y un polarizador. También se utilizan técnicas de difracción por rayos X en forma cuantitativa, empleando distintos patrones de referencia.
Las djstintas técnicas no son comparables en cuanto a los resultados obtenidos y, para el caso de las técnicas de determinación por microscopía, el valor depende de la finura de molido de la muestra analizada. Para minimizar la dispersión de resultados se debe trabajar con la fracción comprendida entre los tamices #200 y #230 ó #325 (75, 62 y 45 ~m respectivamente).
Hay otros factores determinantes del comportamiento de la escoria, por lo que es difícil asignar al contenido de fase vítrea un valor mínimo absoluto. En algunos casos, se pueden obtener buenos resultados con valores tan bajos como 65 %. Debemos resaltar que tanto la escoria granulada de SOMISA como la de AHZ poseen un elevado porcentaje de fase vítrea.
2.2. Composición química
La composición química está determinada por el funcionamiento del alto horno y existe un rango más o menos amplio de composiciones para las cuales la escoria presenta buena hidraulicidad. Se han definido distintos índices para determinar la reactividad potencial en función de su composición química, pero ninguno presenta buena correlación con la resistencia a compresión de morteros a todas las edades [1]. En general, distintos autores coinciden en aceptar que lo importante, más que una composición química determinada, es una buena constancia en el tiempo.
De acuerdo con el estudio de uniformidad que se realizara hace unos a~os con la escoria de SOMISA [2], la homogeneización de coladas permite obtener una menor dispersión en la composición química que la que se observa para los cementos portland que se comercializan en nuestro país.
Algunas escorias presentan características particulares, como las de Sudáfrica y Canadá, que tienen un contenido elevado de óxido de magnesio (16, 18 %) pero no se han detectado expansiones excesivas por la
21
presencia de periclasas. En nuestro país, la escoria de Altos Hornos Zapla tiene una composicón química particular por las características del alto horno, por esta razón, se la trata en forma separada [3] en este
:~eminario.
2.3. Composición mineralógica
La composición mineralógica determina las propiedades hidráulicas de la escoria en forma más determinante que la composición química. La forma de determinar los principales constituyentes es desvitrificar la escoria la escoria y permitir la completa formación de cristales; se encuentra principalmente series de solución sólida de melilita, gehlenita, akermanita y, en menor cantidad, monticelita, diópside, merwinita y otros compuestos.
Sin embargo, distintos autores coinciden en expresar que no se pueden evaluar las propiedades hidráulicas por medio del cálculo de los minerales correspondientes a esa composición en equilibrio. Los estudios de estas características son muy restringidos y se realizan con fines experimentales y de investigación.
2.4. Finura de molido
La finura de la EAHGM es un factor importante en cuanto la misma influye en la ganancia de resistencia que se puede alcanzar en morteros u hormigones. Un aumento de la finura de la EAHGM lleva a un incremento en la velocidad de reacción, otorgando mayor resistencia a todas las edades para cualquier porcentajes de remplazo. Por otro lado, una mayor finura implica un mayor consumo de energía y por arriba de ciertos valores, un desmejoramiento de otras propiedades, por lo cual se busca generalmente una solución de compromiso.
Las finuras usuales son mayores a las del cemento portland y se encuentran entre 380 y 600 m2/kg, dependiendo de las características propias de las diferentes escorias y las propiedades deseables para el producto. De acuerdo con nuesta experiencia, una finura aceptable para la escoria de SOMISA sería de 400 m2/kg [4].
Las formas de control de la finura de molido son numerosas; por tamizado simplemente se determin;; un porcentaje en masa menor a un cierto tama~o; ot·a~ técnicas, permiten estimar un tamaRo medio y las más ;nodernas, por ejemplo granulómetro a rayo laser,
22
brindan información para conocer la distribución de tamaños de las partículas.
El método comunmente utilizado para evaluar la finura es la permeametria por el Método de Blaine, que vincula la finura a la superficie especifica de una masa determinada de polvo. Es importante también controlar que no existan demasiadas partículas mayores a 45 ~m pues prácticamente no contribuyen a la actividad hidráulica.
2.5. Tipo de activación
El tipo de activación es determinante de la forma y velocidad en que se manifiestan las características hidráulicas latentes de las escorias. Se pueden citar numerosas sustancias, la mayoría alcalinas o de reacción alcalina en solución, pero la que presenta mayor importancia es el cemento portland, presente en prácticamente todos los hormigones.
Precisamente, se utiliza al cemento portland como el activad~r de control para medir la actividad hidráulica de las escorias a través de la determinación del "Indica de Actividad". De esta manera, se resume en una sola evaluación todas las otras características mencionadas, obteniendo valores de fácil interpretación y sencilla vinculación con el destino final del producto: ligante en morteros y hormigones.
Este Indica de Actividad de la Escoria [S.A.I.] ha sido adoptado en EEUU y Canadá y consiste en comparar la resistencia a la compresión de morteros normalizados preparados con el cemento portland de referencia y los obtenidos utilizando una mezcla 50% de cemento portland/50% de escoria granulada molida. El valor porcentual de comparación se determina a la edad de 28 días y, en función del mismo, puede asignarse un "grado" característico a la escoria.
A efectos de estudiar la evolución de resistencia, se se determinan índices para 3, 7 ó más días. En la Tabla 1 se transcriben de la norma ASTM C989-85 "Ground !ron Blast Furnace Slag for Use In Concrete and Mortars" los requisitos físicos en lo que respecta a la resistencia a la compresión para determinar el "grado" correspndiente.
Los resultados obtenidos al caracterizar la escoria de SOMISA y Altos Hornos Zapla [4] [3] muestran que el Indica de Actividad de la Escoria no representa la actividad hidráulica propia de la escoria sino que refleja el comportamiento de la dupla cemento-escoria; una misma escoria presenta diferente actividad con distintos cementos, hecho que determina la necesidad de evaluación para cada caso en particular.
23
Otro tipo de activación, distinta de la quimica, es la térmica, ya sea a presión atmosférica o en autoclave. En el primer caso, se aceleran las reacciones de hidratación, pudiendo obtenerse mayores resistencias a corta edad. Se realizó una primera aproximación al tema utilizando la escoria de SOMISA [5], para estudiar la influencia de las variables que intervienen en el proceso. En el otro caso, se trabaja con
temperaturas superiores a 100 ·e y presión mayor a la
atmosférica [6-7]. Se inducen reacciones diferentes y puede combinarse este efecto cori la activación quimica.
2.6. Otras caracteristicas que suelen evaluarse
2.6.1. Contenido de agua retenida
Previo a la molienda del producto granulado, es necesario eliminar por secado el exceso de agua retenida, operación que demanda tanta más energía cuando mayor es el contenido de agua de la escoria. Este aspecto no afecta a las propiedades finales del producto pero interviene en la ecuación económica del proceso global.
2.6.2. Molturabilidad
Esta propiedad es determinante de la energía requerida para lograr la molienda de la escoria hasta finuras compatibles con el destino que se persiga. En general, podemos indicar que son necesarias finuras más altas que las usuales para los cemento portland para compensar la escasa contribución a la resistencia a corta edad.
2.6.3. Caracteristicas morfológicas y color
La descripción morfológica de su·exámen al microscopio no resulta demasiado ótil para predecir su comportamiento en morteros y hormigones, aunque en algunos casos puede brindar información adicional acerca del proceso de enfriado, cristalización parcial, contaminación con arrabio, porosidad y molturabilidad potencial. En lo que respecta al color, existe una regla empírica que puede resultar interesante como evaluación preliminar: "Mientras más claro sea el color d~ la escoria, supuestas constantes las demás variables, mejor será su performance como adición hidráulicamente activa", Sin embargo, no debemos perder de vista la influencia de la presencia de ciertos compuestos quimicos en el color final del producto y la eventual contaminación con coque, carbón o arrabio.
24
REFERENCIAS 1. Smolczyk, H.G. "The effect of the Chemistry of the
Slag on the strength of Blast-furncace Cementa" Zement, Kalk, Gips 31(6):294-296; 1978 2. Longo, A.; Berbeglia, A. "Estudio de la Uniformidad de la Escoria Granulada Producida por un Alto Horno", V Reunión Técnica de la Asociación Argentina de Tecnologia del Hormigón, La Plata, Octubre 1982. 3. Longo. A.; Fernandez Luco, L. "Evaluación de la Escoria Producida por el Establecimiento Alto Hornos Zapla" Seminario Latinoamericano sobre Utilización de Escorias de Altos Hornos en la Construcción,· Buenos Aires, Junio 1991. 4. Longo, A.; Fernandez Luco, L. "Cementos Mezcla en base a Escoria de Alto Horno Granulada" Seminario Latinoamericano sobre Utilización de Escorias de Altos Hornos en la Construcción, Buenos Aires, Junio 1991. 5. Longo, A.; Fernandez Luco, L. "Influencia de la Temperatura de Curado en los Cementos Mezcla" Seminario Latinoamericano sobre Utilización de Escorias de Altos Hornos en la Construcción, Buenos Aires, Junio 1991. 6. Miretti, R.E. et al. "Hormigones Celulares en Base a Escoria Granulada de Alto Horno" Seminario Latinoamericano sobre Utilización de Escorias de Altos Hornos en la Construcción, Buenos Aires, Junio 1991. 1. CITAC - Instituto Nacional de Tecnologia Indust~ial, Informe Interno, 1990.
25
Tabla 1: Indicas de actividad de la escoria necesarios en función del grado asignado para la edad de 7 y 28 dfas, ASTM C 989-86 "Physical Requiremehts"
Grado asignado
Grado 80 Grado 100 Grado 120
Grado 80 Grado 100 Grado 120
Promedio de las 5
llltimas muestras consecutivas
Cualquier muestra individual
....I.n.dica a 7 dfas ......
75
70
95
90
Indica a 28 dfas
75
70
95
90
115
11 o
26
CEMENTOS MEZCLA EN BASE A ESCORIA DE ALTO HORNO GRANULADA
RESUMEN
La escoria de alto horno granulada molida presenta capacidad hidráulica latente que se manifiesta cuando se la activa adecuadamente.
Se utilizó cemento portland y cal aérea como activadores, formulando mezclas binarias (escoria - cemento portland) y ternarias (escoria- cal -cemento). Se realizaron ensayos de caracterización de estos cementos mezcla, evaluando propiedades ffsicas y mecánicas a diferentes edades. Las mezclas se obtuvieron por molienda en escala de laboratorio, alcanzando distintas finuras para evaluar su influencia sobre las propiedades fisicas y sobre el desarrollo de resistencia.
Los resultados obtenidos son muy satisfactorios y muestran que es posible utilizar la escoria de alto horno granulada producida por SOMISA como remplazo parcial de cemento portland.
Se desarrolló además un cemento de alba~ilerfa, con excelentes prnpiedades reológicas en estado fresco y adecuada resistencia a la compresión.
Los cementos mezcla obtenidos se utilizarán en morteros y hormigones en la construcción del prototipo.
27
CEMENTOS MEZCLA EN BASE A ESCORIA DE ALTO HORNO GRANULADA
1. INTRODUCCION Los elementos que forman parte del cemento
portland normal están presentes en la composición quimica de la escoria granulada molida, aunque con estructura y proporciones diferentes; en condiciones normales no reaccionan fácilmente, necesitándose la presencia de agentes externos que ''activen" esa capacidad latente.
Convenientemente activada, la escoria granulada molida es capaz de desarrollar propiedades ligantes análogas a las de un cemento portland pero debe distinguirsela de las puzolanas pues la formación de compuestos de hidratación puede producirse con agentes activantes distintos del hidróxido de calcio generado en la hidratación del cemento portland y el consumo da aste reactivo no es proporcional a la cantidad de escoria presenta.
Los mecanismos que se desarrollan para "liberar" la capacidad hidráulica latente han sido desarrollados por distintos autores [1-2].
Los activadoras más comunmente usados son el hidróxido de calcio (cal), el cemento portland y el yeso, aunque otros compuestos, entra los que podemos citar el sulfato de sodio, el hidróxido de sodio y el silicato da sodio, también han sido ensayados con éxito [3-4] como se ha expuesto en este Seminario [5].
El cemento portland es el activador qua tiene mayor importancia desde el punto de vista práctico para la elaboración de hormigones y el Proyecto se ha desarrollado empleando principalmente este material.
La elevación de temperatura favorece y acelera las reacciones de hidratación, normalmente algo más lentas que las del cemento portland normal, su influencia ha sido estudiada y los resultados se expondrán en este Seminario
[6].
28
2. PROPIEDADES FISICAS Y MECANICAS
Se prepararon por molienda conjunta distintas mezclas binarias utilizando clfnkeres de dos orfgenes diferentes y escoria granulada. Los niveles de remplazo se eligieron de modo de cubrir el rango entre 30 %y 90% de escoria y se estudiaron tres finuras de molido. La. mayor finura mejora el comportamiento mecánico de los cementos mezcla, principalmente a edades cortas, pero aumenta en forma no proporcional el consumo de energfa. Este hecho justifica el extenso plan desarrollado para optimizar estas variables; si bien la validez de estos resultados se restringe a las condiciones de laboratorio en que fueron implementados, los mismos han sido confirmados por los resultados en obra.
3. MATERIALES
3.1. Clinkeres
Se utilizó clínker de dos fábricas. Se trituró en dos etapas, utilizando un molino a mandíbulas y otro a rodillos. Su composiciones químicas y densidades figuran en la Tabla 1.
3.2. Escoria Granulada de Alto Horno
Se utilizó escoria granulada proveniente del Alto Horno NQ 1 que SOMISA posee en San Nicolás, la que fue caracterizada mediante diferentes ensayos: análisis químico, análisis granulométrico, densidad y contenido de fase vítrea. Los resultados se indican en las Tablas 2 y 3.
3.3. Yeso
El yeso utilizado, de origen natural y tal cual se extrae de la cantera, fue previamente triturado. Su análisis químico se indica en Tabla 4.
3.4. MezclAs preparadas
Se prepararon distintas mezclas, variando el porcentaje de remplazo de clfnker por escoria y el clfnker. La cantidad de yeso se mantuvo constante en el 4 %, adoptando el criterio de mantener la misma dilución en volumen. Las distintas mezclas preparadas y sus composiciones se indican en Tabla 5.
3.5. Molienda
Se estudiaron tres niveles de finura, determinados en base al ensayo del permabilímetro de Blaine: 300,
29
400 y 500 m2/kg, ya que pruebas preliminares realizadas en nuestros laboratorios en diferentes condiciones demostraron que es muy dificil alcanzar una finura de molido mayor de 500 m2/kg Blaine en muestras con alto contenido de clínker por el empastamiento de los cuerpos moledores, descartándose el uso de coadyuvantes de molienda para no introducir variables adicionales. Por esta razón, para las mezclas sin escoria (composición nominal 100 % de clinker) se alcanzó solamente los 400 m2/kg.
Se ~valuó para todos los casos la finu~a alcanzada en función del tiempo necesario de molienda (proporcional a la energía consumida).
Los tiempos necesarios para alcanzar las superficies específicas de 300, 400 y 500 m2/kg para todas las mezclas se resumen en las Tablas 6 y 7.
En las Figuras 1 y 2 se grafican los valores correspondiente• a los ceméntos mezcla que contienen 90, 60 y JO % de escoria respectivamente.
Un análisis más detallado de los resultados concernientes a la molienda conjunta pueden consultarse en otro trabajo [7]. A continuación, se transcriben un breve resumen de las con¿lusiones generales.
En general, los tiempos de molienda se incrementan para aumentos en el contenido de escoria, aunque esta observación es válida para finuras en el orden de los 300 m2/kg. Para finuras más altas, los míni~os tiempos de molienda se presentan para contenidos de escoria del 30 al 40 %. Los resultados se pueden interpretar a través del efecto abrasivo que ejercen las partículas de escoria, facilitando la reducción de las partículas de clinker. También disminuye la aglomeración de las partículas de cl1nker, la que se manifiesta para contenidos de este material superiores al 60 %, ya que la escoria no tiende a aglomerarse.
Para el clinker C se puede observar que para obtener una resistencia de 30 MPa ( norma IRAM 1636 ) a 28 días, el consumo de energía se incrementa en el orden 100%, 70%r 60%, 40%, 30%, 50% y 20% de clfnker, mientras que para el clínker B el orden es 100%, 60%, 50%, 70%, 40%, 30% y 20%.
Para una resistencia de 35 MP, a 28 dias, el consumo de energía se incrementa en el orden: 100%, 70%, 60%, 40%, 30-50%, y 20% de clfnker y 60%, 50~, 40%, 70%, 30%, y 100% de clínker, para e y B respectivamente.
Estos resultados son válidos para las condiciones de molienda utilizadas y demuestran que no siempre se consume más energía en la molienda de los cementos de escoria y que sobre la misma influyen las características del clinker y la resistencia que se busca alcanzar.
Este análisis se deberá realizar, con los ·materiales de cada caso, simulando las condiciones industriales de molienda, ten1endo en cuenta, por ejemplo,
30
si la molienda es a circuito cerrado o abierto, la utilización de cylpebs o de ayuda-molienda, etc.
4. ENSAYOS
4.1. Ensayos Físicos
Las muestras preparadas fueron sometidas a los ensayos usuales de caracterización de cementos: agua para pasta de consistencia normal, material retenido en tamiz 75 um, expansión en autoclave, contracción por secado, tiempo de fraguado y densidad. Las densidades fueron calculadas a partir de los valores correspondientes de. los componentes de la mezcla y su composición; algunos valores fueron determinados en forma experimental como control. Los resultados se muestran en las Tablas 8 a 13.
4.2. Ensayos Mecánicos
Los cementos mezcla obtenidos fueron ensayados
a la compresión siguiendo las instrucciones de la norma ASTM C109. Se moldearon probetas cúbicas de 50 mm de arista con mortero de la siguiente composición:
Arena Cemento Agua
w1 e
1375 g 500 g 242 g
0,485
De acuerdo con las especificaciones de la norma se utilizó la arena llamada "de Ottawa", cuya distribución de tama~os se describe en la Tabla 14.
Las probetas se mantuvieron cubiertas durante 24 horas en sala de moldeo y luego se desmoldaron y sumergieron en agua saturada con cal hasta la edad de ensayo.
Los valores de resistencia a la compresión a las edades de 3, 7 y 28 dfas para los cementos compuestos por
escoria y clínker e y B se pueden observar en la Tabla
15. En las Figuras 3 a 8 se grafican estos resultados. Para analizar la contribución de la escoria al
desarrollo de resistencia, se calculó el valor porcentual referido al correspondiente a la mezcla de igual finura sin escoria. Los resultados se resumen en la Tabla 16 y se grafican en Fig. 9 a 14.
Se realizaron ensayos adicionales con ambos clínkeres para estudiar la evolución de resistencia hasta la edad de 90 dfas. El contenido de clínker de estas muestras fue de 30, 40, 70 y 100 ~ nominal y su superficie específica, 400 m2/kg Blaine. Los resultados se muestran en Tabla 17.
31
Los valores del Indice de Actividad de la Escoria (S.A.!.) calculados para la escoria en estudio se pueden observar en la Tabla 18, y se la puede clasificar con grado
100 y 80 para los clínkeres B y e respectivamente y finura
de 500m2/kg. Para el clínker B, se está muy cerca del gr·ado 120.
5. CONCLUSIONES
Se observa que para distintos valores de resistencia hay un porcentaje de remplazo, dependiennte del clínker utilizado, que minimiza el tiempo de molienda, es decir, el consumo de energía.
La escoria en estudio muestra un comportamiento muy diferente con los dos clínkeres. Con el de mayor contenido de álcalis, menor resistencia y molturabilidad, clinker B, la contribución de la escoria al desarrollo de resistencia es superior y se manifiesta. para edades más
tempranas que en el caso del clínker c.
En las Figs. 15 y 16 se representa la evolución de resistencia hasta 90 días para los cementos con O, 60 y 70 % de escoria, donde puede observarse las diferencias señaladas.
El desarrollo de resistencia con la edad, hasta 28 días, para los cementos con 90, 60 y 30 % de escoria, muestra un comportamiento de ac~erdo con lo esperado.
La influencia de la finura sobre la resistencia a compresión para las distintas edades y para los cementos con 90, 60 y 30 % de escoria se muestra en las Figs. 17 y 18 donde se puede observar que para el
clinker e la molienda más fina contribuye más a 28 días que
a 3-ó 7 dias. Con el clínker B la influencia de la finura es similar, pero disminuye, a la edad de 28 días, para los cementos con mayor contenido de clfnker.
Con clínker e, la resistencia a la compresión
aumenta en general con el contenido de clinker, no evidenciándose una contribución muy importante de la escoria hasta los 7 días. Para 28 días, sin embargo, se manifiesta un mayor aporte relativo para un contenido de escoria en el rango del 60 al 70%. Para 90 días y 400 m2/kg de finura Blaine, las mezclas con 40 y 70 % de clínker superan al control.
Con clínker B, la contribución de la escoria a la ganancia de resistencia se observa a los 3 días para la finura de 500 m2/kg, a los 7 días para las finuras de 400 m2/kg y 500 m2/kg y a los 28 días para todas las finuras.
A esta edad y para un contenido de escoria entre 40 y
70 %, el aporte es máximo, el que, para la finura de 500 m2/kg permite superar al control en este rango de
32
reemplazo. A la edad de 90 dfas y de acuerdo con la información obtenida por el ensayo de algunas muestras, todos los cementos mezcla con finura de 400 m2/kg superan al cemento control.
En resumen, con el clfnker B se supera, a la edad de 28 dfas, entre un 8 ·y un 27 • la resistencia del cemento control, para finuras de 400 y 5.00 m2/kg, mientras
que con el clfnker e las resistencias de los cementos
mezcla no superan a la del control a la edad de 28 dfas aunque esto sf ocurre alrededor de los 60 dfas aproximadamente, con el cemento que contiene 80 ~ de escoria.
Los requisitos de resistencia mfnima a 3, 7 y 28
dfas de la norma ASTM e 595 ( 12.4, 19.3 y 24.1 MPa ) y los
de la norma IRAM 183é ( 17 y 30 MPa ) a 7 y 28 dfas no son cumplidos por todas las composiciones. Se puede observar de la Tabla 18 los contenidos mfnimos de clfnker para cumplir con los requisitos de norma en cada caso. Se debe tener en cuenta que los ensayos se realizaron de acuerdo con la norma ASTM que difiere de la norma IRAM, por lo cual los valores, respecto a esta altima, son solamente orientativos.
6. CEMENTOS PARA ALBAAILERIA Los cementos para albaftilerfa deben presentar,
además de buenas propiedades mecánicas y estabilidad volumtrica, adecuada plasticidad y capacidad de retención de agua. ·Para conferir estas caracterfsticas, es usual el uso de caliza e incorporador de aire en cementos de alba~ilerfa y de cal area o hidratada sagan corresponda en obra. En nuestro caso, se utilizó una mezcla escoria-cal en estudios preliminares para dise~ar un cemento para alba~ilerfa [8]. Los resultados mostraron la necesidad de .utilizar un aditivo plastificante e incorporador de aire y de incluir cemento portland normal en la formulación para mejorar el comportamiento reológico y mecánico a corta edad respectivamente. El cemento finalmente formulado cumplió con las especificaciones de la norma IRAM 1685 para Cementos de Albaftilerfa en los ensayos de laboratorio.
Este cemento fue utilizado para la confección de mortero de revoque de los paneles de la vivienda prototipo, como se seftala en otro trabajo presentado en aste Seminario
[9] ..
33
6.1. Materiales
6.1.1. Escoria De Alto Horno Granulada
Se utilizó Escoria Granulada Molida en la Planta Piloto de molienda que SOMISA posee en San Nicolás. ~us caracteristicas fisicas y composición quimica se indican en la Tabla 19.
6.1.2. Cal Hidratada
De acuerdo con los resultados de estudios previos,, se uti 1izó cal area hidratada en polvo. Se el igió una cal proveniente de la Prov. de San Juan. Sus caracteristicas fisicas y composición quimica se describen en Tabla 20.
6.1.3. Cemento Portland Normal
Se utilizó cemento portland normal producido en Olavarria, Provincia de Buenos Aires.
6.1.4.
Aditivo Incorporador De Aire Y Plastificante
Se utilizó un producto comercial constituido por ácidos carboxilicos grasos y aromáticos neutralizados, el que se presenta como un só1ido soluble en agua. Se utilizó la misma dosis que para trabajos anteriores [8], esto es, 18 mg/kg de ligahte y se incorporó a la mezcla diluido en agua en solución 1g/100g.
6.2. Ensayos sobre Mortero Fresco
Se trabajó en dos etapas. En la primera, se prepararon morteros no normalizados, esto es, la relación ligante/arena fue menor a la que establecen las normas IRAM, con el objeto de establecer comparaciones en estado fresco y endurecido con un mortero tradicional (1:1:6). En la segunda, se buscó caracterizar la mezcla ternaria utilizando las proporciones establecidas por norma. En este caso, el patrón de referencia lo constituyó un cemento de alba~ilerfa comercial. Los contenidos de cal utilizados fueron 20, 25, y 30 ~de cal en el primer caso y 15, 20 y 25 ~ en el segundo. Las composiciones de las mezclas ternarias se detallan en Tabla 21 y las de los morteros en la Tabla 22.
En todos los casos se utilizó arena normalizada, integrada por tres fracciones, cuya granulometrfa figura en la Tabla 23. La cantidad de agua se ajustó de modo de alcanzar una fluidez de 110 +/- 5 ~. El porcentaje de aire incorporado fue del 18 ~ aproximadamente.
34
Se realizaron ensayos de retención de agua contra succión de acuerdo con la norma IRAM 1679 "Cementos de albañilería, método de ensayo". La capacidad de retención de agua de los morteros con 18% de aire incorporado (nominal) se indica en Tabla 24.
Se moldearon probetas prismáticas de 40 x 40 x 160 mm, las que fueron desmoldadas a las 48 horas para prevenir roturas. El curado se realizó sumergiendo las mismas en
agua saturada con cal a 21 ·e hasta la edad de ensayo.
6.3. Ensayos Sobre Mortero Endurecido Se realizó ensayo de flexión y compresión a las edades de 3, 7, 28 y 90 días. Los resultados se indican en Tabla 25. En la Fig. 19 se grafican los resultados de resistencia a la compresión, por ser más representativos.
7.
ANALISIS DE RESULTADOS
Es importante destacar las excelentes características del mortero fresco en lo que respecta a su cohesión y plasticidad, igualando y en algunos casos superando a
los cementos de albañilería de uso comercial, ensayados como referencia.·
Los valores de resistencia a compresión a tres días son bajos y disminuyen con el incremento en el contenido de cal. A 7 y 28 días la resistencia disminuye levemente con el contenido de cal, aunque este comportamiento no está
bien definido pues para las mezclas con 20 y 25% de cal existen algunas inversiones.
Los valores de resistencia a flexión muestran un comportamiento menos definido, aunque los valores se mantienen en el mismo orden.
8. CONCLUSIONES
Los resultados son buenos pues en general muestran que un cemento de albañilería compuesto por escoria-cal podría competir ventajosamente con los cementos comerciales.
Las características reológicas de los morteros son excelentes pero debe prestarse especial cuidado a las condiciones de curado en obra. Ensayos orientativos realizados en laboratorio indican una influencia importante del curado al aire, el cual impide alcanzar los valores de resistencia obtenidos por el curado húmedo [7]. La incorporación de un 15% de cemento a la mezcla permite esperar una menor sensibilidad a las deficiencias de curado.
35
REFERENCIAS 1. Kondo, R. and Ueda, S. "Kinetics and Mechanism of the •iidration of Cementa", Proceedings, Fifth International Symposium on the Chemistry of Cement, 4;270, Tokyo, 1969. 2. D'Ans, J. and Eick, H. "Investigations on the Setting Procesa of Hidraulic Blast-Furnace Slag", Zement, Kalk, Gips, 7:449-459, 1954. 3. Voinovitch, I; Raverdy, M.; Dron, R; "Ciment de Laitier Granulé sana clinker", 7" Congreso Internacional de Qufmica de! Cemento, París, 1980. 4. Kukko, H; Mannonen, R. "Chemical and Mechanical Properties of Alkali-Activated Blast-Furnace Slag Concrete (F-Concrete)", Nordi6 Concrete Research, Pub.1 16/82. 5. Douglas, E; Bilodeau, A. and Malhotra, V.M. "Alkali Activated Blast-Furnace Slag Concrete. Proportioning and Properties" Seminario Latinoamericano sobre Utilización de Escorias de Altos Hornos en la Construcción. Junio 1991, Buenos Aires, Argentina. 6. Longo, A.; Fernandez Luco, L. "Influencia de la Temperatura de Curado en los Cementos Mezcla" Seminario Latinoamericano sobre Utilización de Escorias de Altos Hornos en la Construcción. Junio 1991, Buenos Aires, Argentina. 7. Longo, A.; Lopez, A.R. "Cementos de AlbaRilerfa en Base a Escorias de Altos Hornos" IX Conferencia Interamericana sobre Tecnologfa de Materiales, Octubre 1987, Santiago, Chile. 8. Longo, A; Fernandez Luco, L.; "Cemento de AlbaRilerfa Compuesto por Escoria-Cal" 8a. Reunión Técnica de la Asociación Argentina de Tecnologfa del Hormigón, Octubre de 1989, Villa Carlos Paz, Córdoba, Argentina~ 9. Fernandez Luco, L; Longo, A. "Empleo de la Escoria de Alto Horno Granulada en la Construcción d3 una Vivienda" Seminario Latinoamericano sobre Utilización de Escorias de Altos Hornos en la Construcción. Junio'1991, Buenos Aires, Argentina.
36
Tabla 1: Composición quimica y densidades de los clinkeres (g/100g)
Residuo insoluble ........•• Dióxido de silicio (Si02) .•. Oxido de aluminio (Al203) .•. Oxido de hierro (Fe203) ...•. Oxido de calcio (CaO) ...•.•. Oxido de magnesio (MgO) .... Trióxido de azufre (503) .••. Oxido de calcio libre ....•. Oxido de sodio (Na20) ..... . Oxido de potasio (K20) ..... . Alcalinos totales ..•.......
Densidad (g/cm3) ........... .
Cl ínker
B
0,39 20, 1
6' 1o
3,61 62,4
3,61 0,49
1 , 15
0,64
1 '4 7 1 , 41
31 12
Clínker
e
o, 11
21 , 7
5, 18
3,53 66,0
0,68 0,39 0,41 0.39 1, 36 1 '29
3' 13
Tabla 2: Escoria de alto horno granulada, análisis granuJométrico.
Tamiz Nro
4
8 16 30 50 100 Fondo
% Ret. acum.
0,9 7,7 36' 1 83,5 92,3 96,2 100,0
37
Tabla 3: Escoria de alto horno granulada, análisis quimico, contenido de fase vítrea y densidad.
Residuo insoluble Dióxido de silicio (Si02) ..... Oxido de aluminio (Al203) ••..
Oxido de hierro (Fe203) ..... . Oxido de manganeso (mn203) .. . Oxido de calcio (CaO) ....... . Oxido de sodio (Na20) •....... Oxido de potasio (K20) ....... . Oxido de magnesio (MgO) ...... . .Trióxido de azufre (S03) ..... .
Su 1fu ro (S=) .....•..•........ Alcalinos totales ...•........
0,77 36,5 12,5
g/....100g
1 • 31 1, 03 42,9
...
0,38 11
0,78
3,74
o' 11
0,84 0,89
.....
Densidad .................... . 2,92 g/cm3
Porcentaje de fase vítrea
97,5%
Tabla 4: Yeso, composición química.
Residuo insoluble+ Dióxido de silicio. 0,76. g/100g
Oxidos precipitables por amoniaco •.•.. 0,32 ..
Oxido de calcio (CaO) ....•.........•.. 33 t 1 "
Oxido de magnesio (MgO) .............. . 0,02 u
Trióxido de azufre (S03) .•.........••. 43,9 u
Dióxido de carbono (C02) ...•.......... 0,64
Cloruro (el-) ........................ . 0,04
Agua combinada ...•.................... 20,2 S04Ca. 2H 20 ............•..•........••.. 94,3
.
38
Tabla 5: Composición de las diferentes mezclas y denominación de las mismas.
Ej: 84 70 B: Origen del clínker utilizado 4: Finura de molienda (400 m2/kg)
70: Porcentaje de clínker en la mezcla
Designación
B/C X 00 B/C X 70 B/C X 60 B/C X 50 B/C X 40 B/C X 30 B/C X 20 B/C X 10
Contenido porcentual (en masa)
Clínker
96 67.2 57.6 48.0 38.4 28.2 19.2
9.6
Yeso
4 4 4 4 4 4 4 4
Escoria
'
---
28.8 38.4 48.0 57.6 67.2 76.8 86.4
Nota: La "x" indica que no se identifica la finura
porque las proporciones se mantienen para las
mezclas molidas a distinta finura.
·
Tabla 6: Tiempo necesario (h:min) para alcanzar superficie específica de 300, 400 y 500 .m2/kg
(Blaine), clínker e
Superficie especifica Blaine (m2/kg)
Mezcla
300
400
500
CxOO Cx70 Cx60
ex so
Cx40 Cx30 Cx20
cx10
1:20 1 :35 1:45 1:55 2:00
2:05
2: 1o
2:25
3:05
3: 1o
3:25
3:55 3:45 3:35 3:40 4: 15
9:00 7:50 7:30 6:55
6:45
6: 1o
6:25
Nota: La "x" indica que no se identifica la finura
porque aparece como parámetro de encabezamiento de las columnas de la tabla.
39
Tabla 7: Tiempo necesario (h:min) para alcanzar superficie especifica de 300, 400 y 500 m2/kg (8laine), clinker 8
Superficie especifica 8laine (m2/kg)
Mezcla
300
400
500
8x00 8x70 8x60 8x50 8x40 8x30 8x20 8x10
3:00 3: 15 2:00 2:30 3:10 3:20 3:15 3:10
7:30 6:00 4:05
4:1 o
5:30 6:00 5:50 5:00
11:00 10:55
11:00 12:05 10:00 10:00 10:00
Nota: La ~x~ indica que no se identifica la finura porque aparece como parámetro de encabezamiento de las columnas de la tabla.
Tabla 8: Agua para pasta de consistencia normal
Mezclas C310 C410 C510 C330 C430 C530 C340 C440 C540
Agua (cm3) 22,4 23,0 23,8 21,6 23,0 24,4 21,8 23,0 24,4
Mezclas
Agua (cm3)
8310 8410 8510
21 '4
8320 8420 8520 21,8 23,0 24,0
8330 8430 8530
21 '4 22,8 24,2
8340 8440 8540 21,4 22,8 24,4
8370 8470 8570
21,6 22,8
Valores no determinados o cuyo resultado no es consistente.
40
Tabla
9:
Material para las
retenido muestras
en tamiz Nro 200 ( 75 pm )
preparadas con clfnker c.
Mezclas C310 C410 C510 C320 C420 C520 C330 C430 C530 C340 C440 C540 C350 C450 C550 C360 C460 C560 C370 C470 C570 C300 C400 C500
% retenido 6,0 2,5 0,7 7,8 2' 1 0,8
8,5 3,3 1 'o 1o, 1 2,6 1 '2
7,8 3,0 2,0 9,6 3.3 3,0 12,2 5, 1 5,0 11 '4 7,6
Tabla 9 (Cont.): Material retenido en tamiz Nro 200 ( 75 pm ) para las muestras preparadas con clinker B.
Mezclas 8310 8410 8510 8320 8420 8520 8330 8430 8530 8340 8440 8540 8350 8450 8550 8360 8460 8560 8370 8470 8570 8300 8400 8500
% retenido 10,6 4,9 1 '5
7,9 2,2 0,9 16,8 5,7 3' 1 17,2 5,5 3,2 15,7 6,2 6,2 17,2 8,3 2,0 19,9 6,5 5,0 14,2 9,6
41
Tabla 10: Expansión en autoclave
Mezclas
8330 8430 B530 8340 B440 8540
B400
Expansión ~
0,04 0,02 0,07 0,06 0,04 0,03
0,05
Mezclas
C330 C430 C530 C340 C440 C540
C400
Expansión ~
-0,01 -0,02 -0,04 -0,01 -0,03 -0,04
n.d.
Tabla 11: Contracción por secado
Mezclas
8330 B430 8530 8340 8440 B540 8300 8400
Contracción %
-0,10 -0,10 -0,10 -0,09 -O,t1 -0,12 -0,09 -0,11
Mezclas
C330 C430 C530 C340 C440 C540 C300 C400
Contracción ~
-0,08 -0,10 -0,11 -0,08 -0,08 -0,10 -0,09 -0,12
Nota: el signo (-) indica contracción
42
Tctbla 12: Tiempo de fraguado para la muestras elaboradas
con clinker c.
-------~-
Mezcla
C300 C400 C370 C470 C570 C310 C410 C510
Tiempo inicial (IRAM) 2:32
1 :39
2:28 2:04 1 : 27 4:48
4: 15 3:43
Tiempo inicial (ASTM) 2:46
1:59 2:47 2: 17 1:42 5:08
4:48
4:06
Tiempo final (IRAM-ASTM)
3:45 2:42
3:45 3: 15 2:30
8:00
6:30 6: 15
Tabla 12 (Cont): Tiempo de fraguado para la muestras elaboradas con clinker B.
Mezcla
8300 8400 8370 8470 8570 8310 8410
8510 "-·····-·
Tiempo inicial (!RAM) 2: 15 0:30 2:35 1:50
n.d. 4:55
4:00
3:50
Tiempo inicial (ASTM)
2:40
1 : 1o
3: 15.
2:25
n.d.
5:40
4:40
4:30
Tiempo final (!RAM ASTM)
3:45 2:00 3:50 3:45
n.d. 8:00
6:00 6:30
43
'.
Tabla.13: Densida(f teórica de las diferentes mezclas
preparadas con clínker e
.. Mezcla
C300 C400 C370 C470 C570 C360 C460 C560 C350 C450 C550 C340 C440 C540 C330 C430 C530 C320 C420 C520 C310 C4-1-0 C51 O
g/cm3
3' 13 3,05 3,03 3,00 2,98 2,95 2,93 2,90
Tabla 13 (Cont): Densidad teórica de las diferentes mezclas preparadas con clinker B.
Mezcla
8300 8400 8370 8470 8570 8360 8460 8560 8350 8450 8'550 8340 8440 8540 8330 8430 8530 8320 8420 8520 8310 8410 8510
g/cm3
3 J 13 3,05 3,03 3,00 2,98 2,95 2,93 2,90
Tabla 14: Granulometria de la arena de Ottawa, utilizada para ensayos de resistencia a la compresión (ASTM C 109)
Tamiz Nro. mm
16 30
40
50 100 Fondo
1 ' 18 0,60 0,425
0,30 O, 150
Retenido acumulado %
15,5 31 '7 64' 1 96,2 100,0
.. "'*~ ••
44
Tabla 15: Resistencia a la compresión para los cementos mezcla y de referencia a las edades de 3, 7 y 28 dias
Sp m2/kg
Resistencia a la compresión ( MPa )
Cl ínk
Cl{nker e
~
3 d 7 d 28 d
Cl tnker B 3 d 7 d 28 d
10 20 30 300 40 50 60
70 100
2' 1 2,4 3,9 6,2 7,3 $,3
11 ' 7 17,2
4,8 4,9 7,6 9,6
11 '3 14' 1 17,0 26,4
7,7 17 , 1 20, 1 22,8 22,2 24,3
28' 1 34,8
3,3 3,6 4,0 5,2 7,4 8,0 10,6 15, 1
6,6 6,2 8,5 9,4 12,4 13,6 19,7 25,8
12, 1 16,8
22' 1 22,7 23,0
21 1 5 28,5 29,7
10 20 30 400 40 50 60 70 100
3,2 4,0 7,9 9,0
11 '8 15,2 16,4 23,4
7,8 9,0 12,4 13,7 15,9 20,4 24,8 34,9
18,0 25,5 34,5 3'1, 7 29,8
361 1 3818
41 '4
5,3 5,5 6,0 7,6 9,2 12,9 14,3
19' 1
12,0 12,2
13 11 16,0
17 11
21 '4 23,5 25,4
19,0 27,0
3414 40,9 35,3 37,7
35 1 1 35,5
10
20
30 500 40
50 60
70 100
5,3 6,3 8,4 13,0 14,6 19,3 23,7 30,0
12,2
15 11 17,6 19,2 20,5 25,0 30,4
39,0
24,8 36,4 39,3 38,6
41 '7 46,5 48,2 60,0
9,4 7,6 8,9 10,9 12,8 14,6 17,7
21 1o
17' 1 15,9
20,3
21 'o
24' 1 26,1 24,3 27,0
24,9 32,6 43,0 45,9
4312 42,5 35,6 36,0
45
Tabla 16: Resistencia porcentual con respecto al cemento de referencia
Resistencia porcentual ( 100 ~ corresp. clinker puro)
'Edad elink
el ínker e
(d)
(~)
Finura (m2/kg)
300 400 500
10 20 30 3 40
50 60 70 100
12,2 14,2 22,7
36,0 42,7 53,9 68,0 100,0
13,8
17' 1 33,8 38,5 50,4 64,8 ·59, 9 100,0
17,7
21 'o
28,0
43,3 48,3 64,3 79, 1 100,0
el ínker 8
Finura (m2/kg) 300 400 500
21,9 . 27,9 23, 1 29,0
26,3 31 '5 34,7 39,7
49,3 48,2
52,9 67,6 70,2 75,2 100,0 100,0
44,8 36,0 42,6
52,0
61, o
69,7 84,5 100,0
10 19' 1 22,5 31 '3 25,7 47,3 63,6 20 19,4 25,9 38,7 24,2 48, 1 58,8 30 29,8 35,4 45' 1 33,0 51,6 75, 1 7 40 37,4 39,4 49,3 36,5 62,9 77,9 50 44,5 45,6 52,6 48,0 67,3 89,4
60 55,6 58,4 64' 1 52,7 84,0 96,8 70 66,9 71 , 1 78,0 76,6 92,3 90, 1 100 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0
10 22, 1 43,5 49,6 40,7 53,5 69,2 20 49,0 61 , 6 72,9 56,6 76,0 90,7 30 57,8 83,3 78,6 74,3 96,9 119,6 28 40 65,7 76,4 77,3 76,5 115,3 127,5 50 63,8 72,0 83,3 77,3 99,4 119,9
60 69,8 87,0 91, o 72,5 106,0 118' 1
70 80,8 93,6 96,5 96,0 98,9 98,8 100 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0
Tabla 17: Serie de ensayos adicionales para 56 y 90 dias Superficie especifica 8laine: 400 m2/kg
Resistencia a la compres;ion (MPa)
~ clinker
30 40 70 100
el ínker e
56 d
90 d
----
34,0
-3-2-,-6*
34,0 46,9 48,0. 39,2·
el ínker 8
56 d
90 d
38,2
44,2 35,5 38,3
42,7
-5-0-,4-
35,8
* Probetas no moldeadas Valores no consistentes
46
Tabla 18: Indica de actividad de la escoria (S.A.!.) con los clínker C y B para distintas finuras y edades
Super. Espec. (m2/kg)
300
400
500
Indica de actividad de la escoria
Clínker C
ClÍnker B
3 d 7 d 28 d
3 d 7 d 28 d
42,7 44,5 63,8
49,3 48,0 77,3
50,4 45,6 72,0
48,2 67,3 99,4
48,3 52,6 83,3
61 'o 89,4 119' 9
Tabla 19: Porcentaje mínimo de clínker con el cual los cementos cumplen con la resistencia a la compresión mínima segun normas.
Norma Finura (m2/kg)
3d
e
B
7d
e
B
28 d
e
B
300
100 100 100
70
60
70
ASTM
400
e 595
60
60
60
60
20
20
500
40
50
40
30
10
10
300 !RAM
*
*
70
70 100
400 1636
*
*
60
50
30
500
*
*
30
30
20
* No requerida por la norma !RAM 1636
100
30 •
. 20
47
Tabla 20: Escoria de alto horno granulada molida, análisis químico, contenido de fase vítrea y densidad.
Residuo insoluble Dióxido de silicio (Si02) .... . Oxido de aluminio (Al203) ... . Oxido de hierro (Fe203) ..... . Oxido de manganeso (mn203) .. . Oxido de calcio (CaO) ....•... Oxido de sodio (Na20) ..•.•... Oxido de potasio (K20) ....... . Oxido de magnesio (MgO) ...... . Trióxido de azufre (S03) ..... . Sulfuro (S=) •................ A1ca 1i nos tota 1es ~ .......... .
1 , 00 31 , 3
g/. 100g
11 '9 4,47
..
0,92
44,2 0,44
..
0,88
3,71 0,88
.
1 '04
1 '02
Densidad..................... 2,96 g/cm3 Porcentaje de fase vítrea .... 98,0%
Finura Blaine ................ 380 m2/kg
Tabla 21: Cal aérea hidratada en polvo.
Análisis químico.
Residuo insoluble ............. 0,28 g/100g
Dióxido de silicio (Si02) ....•. 1,45 "
Oxido de aluminio (Al203) ..... 0,17 "
Oxido de hierro (Fe203) ....... 0,16
Oxido de ·calcio (CaO) ........ 71,3
Oxido de magnesio (MgO) ....... 0,56
Dióxido de carbono (C02) ...... 7,1 Indice de cal útil (CaO) ..... 64,5
.
Oxido de calcio libre ........ 62,6
Análisis físicos
Finura
Tamiz Nro
30 100 200
% retenido acumulado
o' 14 0,66 2,0
Expansión en autoclave: 0,03 % Plasticidad ( Emley ) : 150
48
Tabla 22: Composición de cementos
Designación Cemento portland Escoria
~
~
Cal aérea
%
020
15
025
15
030
15
01: 1:6 **
65
65
20
60
25
55
30
35
A15 A20
A25 APL *
15
70
15
15
65
20
15
60
25
*Cemento de albañileria comercial ** Unica mezcla sin incorporación intencional de aire
Tabla 23: Composición de morteros
Mezcla Cemento Escoria Cal Agua Aditivo
020
47,0
209
65
280
58
025
48,0
188
78
285
57
030
46,0
168
91
290
55
01:1:6 200,0
107
285
A15
75,0
350
75
295
90
A20
75,0
325 100
300
90
A25
75,0
300 125
305
90
APL * 500,0
*Cemento de albañileria comercial
Nota: Todas las mezclas se prepararon con 1500 g de arena normalizada para albaflileria.
Tabla 24: Granulometria de la arena normalizada para ensayos de resistencia de cementos de albañileria.
Tamiz Nro
16 30 50 100 Pasa 100
~ Ret. acumulado
0,0 48,0 73,4 97,4 100,0
49
Tabla 25: Retención de agua de los morteros (%)
Mezcla
A15 A20 A25 APL
Retención(%)
67 69 72 71
Tabla 26: Resistencia a flexión y compresión
Iden.
Flexión. (MPa)
3d 7d 28d 90d
Compresión (MPa) 3d 7d 28d 90d
020 0,25 1 '07 2, 17 2,30 0,73 2,81 5 J 74 6,60 025 0,26 1' 13 2,04 2,30 0,73 3,03 4127 6,20 030 0,28 1 ' 19 1 165 2,00 0,68 2,90 4,30 4,80
-1-:-1-:-6 --0-,3-3----1-,-2-4---2-,0--0---1-1-8-0- --2-,5-5----4-' -1-o---6-1-8-0---6-,6--0A15 0169 1 '95 3,40 2,70 2,02 4,98 10,9 13,80 A20 0,47 1 , 69 3,30 3,50 1 14 7 4,96 9,4 11,60 A25 0,52 1 1 61 31 1o 3140 1 , 67 5,41 9,6 11 '70 APL 0,35 0,71 1 ' 1o 1 '60 1 '03 2101 3,30 4,80
Nota: La mezcla 01:1:6 no tiene aire intencionalmente incorporado
50
700 -
600 ....
500 -
400 ·-·/·---./·---.\\ • 500m2 /kg
• ·~ 300
200
~.--•----.~·~ ·~
400 mZ/kg
·--·--·--·-· ·----· ---·~---·~•
o 10 20 30 40 so 60 70 "'o clinker 100
Fíg. 1: Tiempo de molie11da necesario para a/cawzar fiuuras con superficie
.espedfica Blaiuc de 300, 400 y 500 m2/kg en jimció11 del
porcentaje de c/iuker C.
51
Tiempo (min.}
700-
.""
·--------·------------·
600 •--•r--••
500-
•
•
300
200
-·
• 500 ml /kg
100
+ 400 ml /kg
• 300 ml fkg
o 10 20 30 40 50 60 70 'l'oclinker
100
Fig. 2: Tiempo de molieud,T necesario para alcanzar finuras de
superficie específica de 300, 400 y 500 m 1 !kg, e11 función
del conteuido de cliuker B.
52
1'\\
MPa
.. ---------.
/---:/ ~.·-/·-··--.------------------------=-·· '
.:::::..-.--- \_\_\_• ..---
• 500 ml fkg
•-----•:•:::-::::::-:+•\_....--+- -+
• 400 ml /kg
+ 300 ml /kg
10 20 30
40
50 60
70 80 % clínker 100
Fig. 3: Resisteucia a la compresión a la edad de 3 días e11 fimcióu del
porcentaje de clinker C.
·
R MPa
50
40
•
•
30
20
•
.. / .
.----· \_
.
/
/
.
/
•
•---
...---•
.---- • 500ml/kg
10
. ·--- ·----- ~ .----
·----·
.---•
·---
.----
• 400 ml/kg
+ 300ml/kg
10
20
30
40
50 60
70
"'o clínker
100
Fig. 4: Resisteucia a la compresión a Id edad de 7 días en fuucióu del
porcentaje de clinker C.
53
120 100
80 60 40 20
10 20 30 40 50 60 70 'Yo clinker 100
Fig. 13: Resistencia porceJJtual respecto al clínker puro en función del porcentaje de clinker C; {i11ura Blaine 500m2/kg.
120
100 80
60
o 28 d
7d
40
* 3d
20
50
'Yo clinker
Fig. 14: Resistencia porcentual respecto al clinker puro en función del porcentaje de clinker B; finura Blaine 500 m2/kg.
58
Re
MPa 48 44
40 36
. .----------·
~·
.
------------~·
a==:=:::::::: ·---------·
32
28
24
20
• 440
16
• 430
• 400
12
8
4
37
28
56 Log T (días}
90
Fig. 15: Resistencia a la compresióu en función del tiempo hasta la edad de 90 días para los ce"?en~os cort O, 60 y 70 Ofo de escoria (clinker B).
Re
MPa
44
40
•
36
32
28
24
• 440
20
• 430
16
• 400
12
8
4-
37
28
56 . Log T (días}
90
Fig. 16: Resistencia a la compresión en función del tiempo hasta la edad de 90 dlas para los cementos con O, 60 y 70 Ofo de escoria (clinker C).
59
R MPa
90% escoria
5.1 -
60 'lliescoria
-
30 %escoria
45-
39-
33 ,...
27-
./·
21 -
-
15-
9-
/.
.Ji.
•
/ ~·
• 3- ----·
-.- . / • / • ~~·
~Sdías
• 7días • 3 d1as
300 400
500 300 400
500 300 400 500
Superficie específica Blai11e (m 2/kg)
Fig. 17: Resistencia a la compresión en función de la finura para cementos con 90, 60 y 30 %de escoria y clinker C.
60
R
MPa -.
51 -
1
1
90% escoria
45 39 -
33 27 1-
60 Ofo escoria
1
1
l
300fo escoria
-
-·
-
• 28 días • 7 días • 3 días
1
300 400
1
1
1
500 300 400 500 300
400 500
Superficie específica Blaine (m2 /kg)
Fig. 18: Resistencia a la compresión en función de la finura para cementos con 90, 60 y 30 Ofo de esc01'Ía y cliuker B.
61
= Para h 2.40 m Se deterioraron las juntas entre paneles. Ensayo NQ 2, panel central:
Para h = 0.45 m Fisura horizontal cara opuesta al = golpe, zona del golpe
Para h 1.20 m Fisura vertical cara opuesta al golpe en toda la longitud del
= panel.
Para h 2.10 m Fisura cara opuesta al golpe.
= Para h 2.40 m Se deterioraron las juntas entre paneles. Ensayo NQ 3, panel central:
= Para h 0.90 m Fisura vertical cara opuesta al golpe.
76
APENDICE
1. DESCRIPCION GENERAL DEL SISTEMA
Los muros son autoportantes y están constituidos por la unión de los paneles respectivos, según se trate de muros interiores o exteriores. Los paneles consisten en un bastidor perimetral de chapa galvanizada que actúa como encofrado perdido del panel y sirve de elemento de unión entre paneles propiamente dichos, entre los paneles y las fundaciones y con la solera superior.
Los paneles constan de tres estratos: dos externos de hormigón liviano y uno intermedio de poliestireno expandido. Esta estratificación se interrumpe en la zona de nervaduras estructurales, donde el panel es macizo, constituido por hormigón liviano. Sobre los paneles se ejecuta un revoque con terminación de pintura y revestimiento. El arrriostramiento longitudinal de los paneles se realiza mediante un encadenado de chapa galvanizada. Tanto la carpinterfa, que es de chapa galvanizada, como las instalaciones eléctrica, sanitaria y de gas, se encuentran incorporadas en los paneles respectivos.
2. ELEMENTOS QUE INTEGRAN EL SISTEMA
2.1. Panel muro exterior
Se trata de elementos portantes de 0.09 m de espesor, 0.60, 0.70 ó 0.80 m de ancho y 2,55 o bien 2,75 m de alto.
El panel presenta distinta composición según las diferentes zonas climáticas, adoptándose en nuestro caso un primer estrato de hormigón liviano de 30 mm de espesor, luego un estrato intermedio de planchas de poliestireno expandido de 20 mm (densidad 30 kg/m3) y un tercer estrato de hormigón liviano con arcilla expandida como agregado, de 30 mm de espesor.
Las planchas se disponen en cantidad de seis por panel, entre las cuales se alojan dos hierros de diámetro 4,2 mm con extremos soldados al bastidor de chapa galvaniiada. En estos sectores se constituyen nervios (tres verticales y cuatro horizontales) de 50 mm de ancho por todo el espesor del panel.
En obra se revocan ambas caras en espesores
no inferiores a 5 mm, con lo que se completa el espesor
de 100 mm del panel. Finalmente se aplica un salpicado plástico hidrófugo con soplete, lo que le da al panel el espesor final de 106 mm.
77
2.6. Paneles con carointeria
La totalidad de la carpinteria metálica se realiza en chapa galvanizada, elaborando en fábrica sus componentes, ensamblando las partes e incorporando el elemento terminado en el bastidor del panel previo al hormigonado.
La carpinteria de madera se coloca en obra, siendo el caso tfpico las puertas placa de fabricación standard. En caso de utilizarse cerramientos de madera, se deja previsto en el panel un elemento de transición que consiste en un premarco de chapa al cual se fija posteriormente la abertura.
2.7. Techo y cubierta
El sistema, como ya se indicara, admite diferentes soluciones. En nuestro caso, se adoptó la cubierta de tejas.
Se utiliza una estructura de tiranteria de madera con disposición y secciones variables según los cálculos de cada situación particular.
El anclaje de los cabios a los paneles se realiza mediante escuadras de chapa galvanizada BWG NQ 18 soldadas al encadenado superior y fijando la madera con clavos. El techo lo constituye el entablonado de 1,25 cm, cartón embreado como aislante hidrófugo, clavaderas y tejas cerámicas sin esmaltar. Todos los elementos citados se disponen y ejecutan en forma convencional.
3. DESCRIPCION DEL MONTAJE
3.1. Nivelación y replanteo
Se procedió a eliminar la capa superior de suelo vegetal y luego se rellenó con tosca hasta aleanzar el nivel acorde con lo indicado por el nivel de calzada.
Decidida una fundación constituida por vigas armadas, se procedió a excavar en la tosca una zanja que constituyó en encofrado natural de la fundación.
3.2. Fundaciones
En el espacio conformado se colocaron parrillas de tres hierros de 4,2 mm de diámetro en el sentido longitudinal con estribos (hierros transversales de 6.0 mm de diámetro) cada 0.20 m, separados al menos 25 mm del nivel del suelo.
Se dejó espacio para efectuar las interconexiones de cañerias (bajo piso), se verificó los niveles
80
de encofrado y se procedió al hormigonado utilizando cemento mezcla con un remplazo parcial de cemento portland del 50 %. Los materiales cementicios (cemento portland y escoria granulada molida) se incorporaron en forma separada a la hormigonera y se prolongó el mezclado a 5 minutos para asegurar la mezcla intima de los componentes.
3.3. Contrapiso y esqueleto cloacal
Se ejecutó tomando el nivel superior de la viga de fundación como enrase del mismo, pues estaba prevista la colocación de mosaico granitico.
Se empleó un hormigón pobre, sin armadura, en el que la escoria granulada molida constituyó el 67 % (2/3 partes) del. ligante.
3.4. Descarga y montaJe de paneles
La descarga y montaje de paneles se realizó en la forma corriente, por personal de la Empresa. No se describe en detalle esta operación pues no existen operaciones particulares derivadas de la utilización de la escoria granulada molida.
Una vez verificado el aplomado de los paneles, su escuadra y el correcto encastre, se procede a encastrar un perfil metálico de encadenado superior, arriostrando de este modo cada uno de los muros. La fijación efectiva del encadenado a los paneles se realiza mediante soldadura.
3.5. Techo
Como se trata de una cubierta de tipo convencional, las tareas son ejecutadas de acuerdo con las reglas del arte.
3.6. Cordón exterior
Previa verificación del correcto alineado de los paneles exteriores y antes de dar comienzo a los revoques, se procedió a la colocación de moldes en todo el perimetro exterior de la vivienda y a la ejecución del cordón exterior. Este cordón incluye un material hidrófugo en su composición y lleva una pendiente del 40 %. La junta superior se tomó con un sellador elástico.
3.7. Llenado de marcos
Una vez revisada toda la carpinteria para verificar que los encuentros de dinteles, jambas y umbrales tengan un buen ajuste y adecuada terminación, se procedió al llenado de los elementos verticales de
81
los marcos con mortero de cemento-arena (1:3), asegurándose que no quemaran zonas huecas.
3.8. Revoques interiores y exteriores
Una vez verificado el alineamiento de las aletas de los paneles, las que serán utilizadas como nivel de control de1 revoque, se humedecieron con agua los muros a revocar, cargando el material en dos veces. En la primera, se presionó con el fondo de la cuchara de modo de forzar el ingreso del mortero de revestimiento en los poros del hormigón del panel. En la segunda, se verificó la correcta nivelación con las aletas, quedando estas últimas perfectamente limpias para el trabajo de colocación de mordiente y salpicado.
El ligante utilizado en ambas superficies, exterior e interior, estuvo constituido por la mezcla ternaria cemento:cal aérea:escoria granulada molida, adicionada de un aditivo plastificante e incorporador de aire. Este cemento de albañilería desarrollado en el Proyecto mostró un buen comportamiento en pruebas en laboratorio y en obra, tanto en estado fresco como endurecido.
3.9. Interconexiones
Se procedió luego a realizar las interconexiones correspondientes a la inst~1ación de gas y agua, verificando la estanqueidad de las mismas.
3.10. Colocación de pisos
Se realizaron los trabajos de colocación de pisos, utilizando una mezcla de asiento en la que se remplazó el 50 % del cemento portland por escoria de alto horno granulada molida. Los mosaicos graníticos utilizados, ya descriptos, incorporan escoria como remplazo parcial de cemento.
3.11. Colocación de revestimientos
Para la zona sanitaria, se colocó el revestimiento previsto. En estos casos, el nivel del revoque alcanza las aletas de los paneles para que el material de asiento adhiera uniformemente. Los azulejos y cerámicos se continúan también sobre la zona correspondiente a la unión entre paneles.
Toda la tarea, salvo las aclaraciones precedentes, se ejecutaron con la misma rutina que en la obra tradicional.
82
3.12. Cableado electricidad
Como continuidad de las tareas, siguiendo las indicaciones del plano respectivo, se procedió a efectuar la totalidad del cableado en la vivienda, realizando una primera prueba del servicio.
3.13. Aplicación de mordiente
Todas las partes metálicas de la vivienda a ser pintadas o salpicadas, se limpiaron perfectamente dejándolas libres de grasitud, rebabas, restos de materiales, polvillo, etc, para proceder a la aplicación de mordiente especial para superficies galvanizadas mediante soplete. En estas condiciones, fue posible realizar el acabado final con perfecta adherencia, evitando el desprendimiento del producto aplicado.
3.14. Pintura
Luego de efectuar un repaso final verificando la correcta terminación de los elementos (libres de imperfecciones, abolladuras, correcta soldadura, pulido, masillado y limpieza) se procedió a la aplicación con soplete de una primer mano de pintura a todos los elementos metálicos.
3.15. Salpicado interior
Los muros a trabajar se limpiaron con cepillo de cerda para eliminar el polvo y la arena suelta residual, procediendo luego a corregir las imperfecciones (raspaduras profundas, oquedades, salientes).
Posteriormente se aplicó el material diluido en agua con rodillo de piel cubriendo en forma pareja y total el muro. Una vez seca esta base se aplicó la carga final con compresor y pistola, cuidando que tuviera un aspecto uniforme en cuanto a textura, color y cobertura.
3.16. Salpicado plástico exterior
Los trabajos se realizaron en forma similar a lo descripto en el Item anterior. El material aplicado sobre los muros cubrió el cordón exterior para permitir que el agua escurra hasta el perímetro exterior de la fundación. Este salpicado plástico tiene la función de barrera impermeable para el agua de lluvia, dado que ni los paneles ni el revoque proveen esta protección.
83
3.17. Terminación propiamente dicha En esta etapa se colocaron los vidrios, se
realizó la puesta en servicio de las instalaciones, se efectuó una segunda mano de pintura dando el acabado final y se colocaron artefactos y accesorios.
84
Tabla 1: Análisis qu1mico del cemento port1and
Residuo Insoluble
Dióxido de Silicio (Si02) Oxido de Aluminio (Al203) Oxido de hierro (Fe203) Oxido de Calcio (CaO) Oxido de Sodio (Na20) Oxido de Potasio (K20) Oxido de Magnesio (MgO)
Trióxido de Azufre (S03)
1 g/100g
0,32
21, o
4,80
4' 14 63,9
0,05 0,97 0,68 2,40
Oxido de Calcio Libre (CaO)
0,59
Alcalinos totales (Na20 + 0,658.K20) 0,69
Sulfuros (S=)
0,02
Tabla 2: Escoria de alto horno granulada molida, análisis químico, contenido de fase vítrea y densidad.
Residuo insoluble Dióxido de silicio (Si02) .... . Oxido de aluminio (Al203) ... . Oxido de hierro (Fe203) ..... . Oxido de manganeso (mn203) .. . Oxido de calcio (CaO) ....... . Oxido de sodio (Na20) ....... . Oxido de potasio (K20) ....... . Oxido de magnesio (MgO) ...... . Trióxido de azufre (S03) ..... .
Sulfuro (S=) ................ . Alcalinos totales ........... .
1 '00
31 , 3
11 '9
4,47 0,92
g/..100g
....
..
44,2
0,44 0,88
..
3,71
0,88
1 '04
1 '02
Densidad ..................... 2,96 g/cm3 Porcentaje de fase vítrea .... 98,0% Finura Blaine ................ 380 m2/kg
Tabla 3: Granulometría del agregado grueso
Tamiz
1 ..
3/4" 1/2" 3/8" #4 Fondo
% ret.ac.
o
2 31 56 91 100
85
Tabla 4: Granulometría del agregado fino (arena fina Paraná)
Tamiz
#4 #8 # 16 # 30 # 50 # 100 Fondo
% ret.ac.
o
2.8 5.7 23.2 60.0 96.5 100.0
Tabla 5: Dosificación y propiedades del hormigón fresco
a/c+EAHGM = 0.45 REMPLAZO DE CEMENTO POR ESCORIA[%]
Material [kg/m3]
o
30
50
70
Piedra partida
1081 1082
1090
1093
Arena fina Paraná 694
692
690
689
Cemento Tipo I
404
284
200
117
E.A.H.G.M.
-
122
200
274
Agua
182
181
180
177
Asentamiento [cm] 7.0
7.5
7.0
9.0
Aire inc. [%]
1.8
2.2
1.9
2.2
PUV fresco [kg/m3] 2360
---
2356
---
86
Tabla 6: Dosificación y propiedades del hormigón fresco
= a/c+EAHGM 0.65
Material [kg/m3]
REMPLAZO DE CEMENTO POR ESCORIA[%]
o
30
50
70
Piedra partida
1057 1064
1070
1074
Arena fina Paraná 770
765
762
760
Cemento Tipo I E.A.H.G.M.
312
215
146
87
-
92
146
203
Agua
204
198
190
189
Asentamiento [cm] 7,0
8,5
7,0
8,0
Aire inc. [%]
1,6
PUV fresco [kg/m3] 2347
2,0
----
2,2 2316
2,4
----
Tabla 7: Resultados de resistencia a la compresión y módu-
=lo de elasticidad estático para hormigones de w/c 0,45
A/C
0,45
7
Cont.de Res.a
escoria comp.
[%]
[MPa]
o
30,7
30
2410
50
16,2
70
13,2
Edad [di as]
28
91
Res.a comp.
[MPa]
E
Res.a
comp.
[GPa] [MPa]
411 o 38, 1 43,8
3619 3517 44,3
34,4 36,4 42,8
34' 1 34,3 42,6
180
Res.a comp. [MPa]
46,4
4616
44,6
43,5
365
Res. a comp. [MPa]
51 15
4 71 1
47,8
50,2
87
Tabla 8: Resultados de resistencia a la compresión y
= módulo de elasticidad estático para hormigones
de w/c 0,65
A/C
0,65
7
Cont.de Res.a
Escoria comp.
[%]
[MPa]
o
17,4
30
15,3
50
9,7
70
6,0
Edad [días]
28
91
Res.a comp. [MPa]
E
Res. a
comp.
[GPa] [MPa]
24,6 31 J 6 27,4
26,5 31 J 8 33,7
24,4 29,4 30,4
19,0 26,4 28,8
180
Res.a comp. [MPa]
28,8
35,6
32,8
31 '9
365
Res.a comp. [MPa]
30,7
36,2
41 Jo
35,3
Tabla N. 9: Resultados de resistencia a la compresión
rela w/c
t=iv0a,45po(r1c0en0%tuacl oprraersapohnodrme iagonlae
s
de mezcla
de
control a la edad correspondiente).
A/C 0.45
% de Escoria
Q
30
50
70
7 Res.a comp.%
100 78,2 52,8 43,0
Edad [días]
28
91
180
Res.a Res. a Res. a comp.% comp.% comp.%
100
100
100
90,0 1o1 1 1 - 100,4
83,9
97,7
96' 1
83,2
97,3
93,7
365 Res. a comp.%
100
91 '5 92,8 97,5
88
Tabla 10: Resultados de resistencia a la compresión
relativa porcentual para hormigones de w/c =
0,65 (100 ~ se le asigna a la mezcla de control a la edad correspondiente.
- a/c+EAHGM
0,65
7
Res.a .% Escoria comp.%
o
100
30
87,~
50
55,7
70
34,5
Edad [dfas]
28
91
180
365
Res.a comp.%
Res. a
comp.~
Res. a Res. a
comp.~ comp.~
100
100
100
100
107,7 99,2
123,0 110,9
123,6 117 ' 9 113,0 133,6
77,2 105' 1 110,8 115,0
Tabla 11: Resultados de tracción indirecta para hormigones
de razón agua/cemento = 0,45
Tracción por compresión diametral [MPa]
a/c+EAHGM =
0,45
Edad [dfas]
~ Escoria
28
91
o
3,8 +/- 0,2
3', 5 +/- 0,3
30
3,3 +/- 0,3
3,6 +/- 0,3
50
3,3 +/- 0,2
3,5 +/- 0,3
70
3,2 +/- 0,2
3,6 +/- o' 1
89
= Tabla 12: Resultados de tracción indirecta para hormigones
de razón agua/cemento 0,65
Tracción por compresión diametral [MPa]
a/c+EAHGM =
0,65
Edad [días]
% Escoria
28
91
o
3,2 +/- 0,2
2,8 +/- o t 1
30
3,0 +/- 0,2
3' 1 +/- 0,4
50
3,0 +/- 0,2
3' 1 +/- 0,3
70
2,8o +/- 0,02
3,0 +/- o t 1
Tabla 13: Resistencia a la compresión de morteros preparados con los cementos mezcla utilizados para los hormigones
% Escoria
o 30 50 70
7 días
23,0 13,6 10,7
9t 1
Edad 28 días
32,3 31 t 3 31,0 22,3
91 días
32,9 39,0 44,9 34' 1
Tabla 14: Resistencia a la compresión de morteros ASTM e
109 de cemento portland normal y cemento portland con escoria ( 50 %) a las edades de 7 y 28 días.
CEMENTO
RESISTENCIA A COMPRESION (MPa}
7 días
28 días
CN
14,8
24,7 (*)
CN/EAHGM
8,5
25
(*) Valor anormalmente bajo.
90
Tabla 15: Resultados de ensayo de mosaicos graniticos
TIPO DE CEMENTO MOSAICO
TIPO DE RESIST.A DESGASTE ABSORCION
CURADO FLEXION [mm]
[%]
[MPa]
14
8,3
Granitos
CN/EAHGM
28
8,2
Primera
14
--
serie Calcáreo 28
--
CN
Granitico Verde Alpe
28 *
6,8
2,0
7,5
2' 1
7,2
2' 1
8,4
1 '6
8,3
2,0
9' 1
Granítico CN/EAHGM Verde Alpe
28 *
3,7
1 '3
9,6
* De acuerdo con lo indicado para la segunda serie de ensayos.
Tabla 16: Resultado de ensayo de probetas de hormigón liviano utilizado en la confección de los paneles para la vivienda prototipo, curadas en las mismas condiciones que los paneles.
Densidad seca
Resist.
Promedio
comp,(MPa)
(MPa)
1. 11
7.3
1.13
7.5
7.7
1. 16
8.4
1.14
7.5
n.d.
7.9
n.d.
B.O
7.8
n.d.
7.2
n.d.
8. 1
Nota: para las probetas identificadas con n.d. no se indica la densidad por no encontrarse
= secas al momento del ensayo. Su densidad
media (húmedas) 1.25
91
Tabla 17: Re~ultados de ensayo a compresión excéntrica
CARGA
daN
2.0 9.8 l 2.0 19.6 2.0 29.4 2.0 39.2 2.0 49.0 2.0 58.8 2.0 68.6 2.0 78.4 2.0 88.2 2.0 98.0 2.0 107.8 2.0 117. 6 2.0
----
ACORTAMIENTO
Panel Panel Panel NQ 1 NQ 2 NQ 3
mm
mm
mm
0.00 0.04 0.00 0.09 0.00
o .14
0.00 0.20 0.00 0.23 0.00 0.30 0.00 0.43 0.00 0.48 0.00 0.55 0.00 0.61 0.00 0.72 0.00
----------
0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.06 0.00 0.08 0.00
o. 16
0.00 0.27 0.00 0.27 0.00 0.41 0.02 0.47 0.02 0.53 0.03 0.60 0.03 0.65 0.04
----
0.00 0.06 0.00
o .14
0.00 0.27 0.00 0.39 0.00 0.51 0.02 0.63 0.03
o. 78
0.05 0.90 0.06 0.99 0.06 1.09 0.08 1 . 20 0.08 1.33 0.09
----
FLECHA LATERAL
Panel Panel Panel NQ 1 NQ 2 NQ 3
mm
mm
mm
0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.03 0.00 0.03 0.00 0.00 0.00 0.04 0.00 0.04 0.00 0.04 0.00
-------
----
0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.05 0.00
o. 1o
0.00
o. 1o
0.00
o. 11
0.00
o .13
0.00
o. 13
0.00
o. 15
0.00
----
0.00 0.00 0.00 0.03 0.00
o .10
0.00
o .10
0.00
o. 15
0.00 0.20
0.00 0.20 0.00 0.25 0.00
0.25
0.00 0.27
0.00 0.30 0.00 0.32 0.00
----
92
Tabla 18: Resultados del ensayo de impacto blando
ALTURA DE
CA IDA
ENERGIA DE
IMPACTO
FLECHA INSTANT.
Panel Panel Panel NQ 1 NQ 2 NQ 3
m
daJ
cm
cm
cm
0.00
o. 15
0.00 4.5
0.00 0.00 0.00
0.2 0.2 o. 1
0.30
9.0
0.4 0.5 0.3
0.45 13.5
0.6 0.7 0.4
0.60 18.0
0.7 0.8 0.5
0.75 0.90
22.5 27.0
0.8 0.9 0.6
1.0 1 . o 0.7
1.05 31 . 5
1.0 1 . 1 0.8
1.20 36.0
1 . 2 1 . 1 0.9
1. 35 40.5
1.4 1. 4 1.0
1. 50 45.0
1.6 1 . 7 1.1
1. 65 49.5
1.8 1 • 9 1.3
1. 80 54.0
2. 1 2. 1 1.5
1.95
2. 1o
58.5 63.0
2.5 2.3 1 . 6 3.3 2.6 1.8
2.25 67.5
4. 1 3. 1 2.2
2.40 2.55 2.70 2.85
72.0 76.5 81.0 85.5
6.4 3.6 2.6
--- 4. 1 3.2
--- --- 4.0
--- --- ---
FLECHA RESIDUAL
Panel Panel Panel NQ 1 NQ 2 NQ 3
mm
mm
mm
0.00 0.00 0.00
0.70 0.43 0.20
1. 17 0.92 0.34
1 . 27 1 • 16 0.37
1. 33 1. 21 0.67
1. 33 1 . 60 0.98
1. 33 1. 76 1. 22
1 . 86 2.06 1.52
2. 15 2.28 1. 97
2.53 2.87 1. 97
3.00 3.89 2.05
3.47 4.47 2.53
3.96 5.44 3.05
4.67 6. 16 3.36
---- 6.93 ----
---- ---- ------- ---- ------- ---- ----
---- ---- ----
---- ---- ----
93
Tabla 19: Resultados del ensayo de impacto de la bola de acero.
ALTURA DE CAlDA DE LA BOLA DE ACERO (m)
0.00 0.25 0.50 0.75 1.00 1.25 1.50 1. 75 2.00
IMPRONTA
DIAMETRO (cm) PANEL PANEL PANEL
NQ 1 NQ 2 NQ 3
PROFUNDIDAD (mm) PANEL PANEL PANEL
NQ 1 NQ 2 NQ 3
0.00 0.00 0.00
0.00 0.00 0.00
0.60 0.78 o:62
0.30 0.30 0.20
1. 18 1. 11 0.97
0.60 0.60 0.50
1. 62 1. 25 1.43
0.80 1. 00 0.70
1. 92 1. 53 1. 75
1.1 o 1.10 0.90
1. 93 1. 72 1.87
1.30 1. 20 1. 00
1. 95 1. 76 1. 99
1.40 1.50 1. 30
2.30 1. 91 2.25
1. 70 1. 70 1. 70
2.34 1. 96 2.30
2.00 2.00 2.00
94
100
90
........
o
80
"'Cll
.-i
~ 70
;:::l
u
...t.'.l.j.,
60
t'lj !1)
Cll
p. 50
U)
Q)
U1
;:::l O"
3 40
S::
Q)
·rl
u,... 30 o
p.¡
20
10
o
, , --
/ L L L
1
1
1
1
1!\_
..,.
!
..,. ~
,,
1
1
/
1
1
",/
1
1
/
1
,, / /
1 1
100
50
30
16
Tamiz Número
- --
,
n
l. 1
11 L 1 1 1
1 1 1
1
I 1 /
/
1
/
/
I
L
1
1
1 1
1
1
8
4
3:18''1'2.. 3~''7"
¡ i
1
1 1
1 1
Fig. 1: Granulometría del Agregado Fino, Agregado Grueso y Agregado Compuesto
Penetración (lb/in2) 4000
3000
(!)
m
....... 1
....... ·J!'
. :f.
11 .• 1
/~
...
1
1
1
1
.¡
...
•1
1
.1 100% pceomrtelnaton~//
• /A.1 / 1
4600 %% ~scoria
em. portland
•""y···· ..... ·//
.. /
\_,; ..; :~
...
3
4
5
Tiempo. (h)
Fig. 2: Tiempo de fraguado del hormigón elaborado con cemento portland y con el 60 % ~e escoria como remplazo parcial de cemento.
·-----· -----· Rc(MPa)~------------------------------------------~ 50
A-------------- A--------A--------
40
0---- 0 ----------------
o ----o
30
•
• 365 días
20
• 91 días o 28 días
• 7 días
10
•~
·----------·•
30
50
70
%escoria
Rc(MPa)r----------------------------.
40
.----------·~~.
---- ----0 A------A ------- e \_\_\_- -------
30
A
O
o.
.
20
~o
•
WIC"' 0.65
• 365 días
10
... 91 días
o 28 días
• 7 días
. ·~ --------•
30
50
. 70
.. Resrste11cta
a
la
, compresio11
para
bormigo11es
de
w/c
=
0.%45eyscOu.n6a5
y
diferentes
porcentajes de reemplazo de cemeuto por escoria.
97
Re( o¡~
120
100
80
W/C =0,45
60
• 365 dlas
"' 91 días
o 28 dlas
• 7 días 40
• ~ D----o
·~ •
20 L\_\_\_\_L\_\_\_\_j \_\_\_\_\_\_\_\_\_-L--------~~------~~--~
o
10
30
050
70
%escoria
R1e4(0 %)~--------------------------------------------~
120
. ~<:~.
100
•
-
-
-
-
\_
o .
--
--
--
o- -~ - - -
...
80
WIC =0,65
60
.•..
365 91
días días
o 28 días
• 7 días
40
o
•~•
20
o
10
30
50
70
%escoria
Resistencia a la compfesión relativa porcentual para hormigones con w/c=0,45
y 0,65; 100% corresp01zde a la mezcla control (100% CPN).
98
INFLUENCIA DE LA TEMPERATURA DE CURADO
EN LOS CEMENTOS MEZCLA
RESUMEN
El curado acelerado de los elementos premoldeados es utilizado normalmente en la industria por razones operativas y/o económicas, ya que permite una circulación más rápida del capital de trabajo.
El empleo de la escoria de alto horno granulada representaria una ventaja económica importante para la industria de premoldeados, permitiéndole, en algunos casos, competir favorablemente con otros materiales como, por ejemplo, en el caso de los bloques. Con el curado acelerado, el desarrollo más lento de resistencia de los cementos de escoria no representa un inconveniente sino que, en principio, se obtendría una pérdida relativa de resistencia final menor.
El objetivo de este trabajo es conocer el comportamiento de los cementos de escoria a las temperaturas normalmente utilizadas en el curado acelerado y también la influencia de tempe-
raturas inferiores a 20 ·c. Con este fin se
analiza el efecto de la temperatura sobre el desarrollo de resistencia de morteros preparados utilizando cementos con distintos niveles de contenido de escoria.
Se han tenido en cuenta también otras variables que afectan el desarrollo de resitencia: tiempo de espera a la temperatura normal de moldeo hasta comenzar el curado, duración del curado a la temperatura establecida y gradientes de cambio de temperatura, tanto en ascenso como en descenso.
99
1. INTRODUCCION
Es bien conocido el efecto de la elevación de tempelatura en la aceleración de las reacciones de hidratación, circunstancia relativamente más ventajosa para los cementos de escoria por. su menor ganancia de resistencia a edades tempranas. Por otro lado, en la industria de premoldeados es conveniente, por razones económicas, alcanzar la resistencia minima necesaria para el movimiento de los elementos elaborados en el menor tiempo posible. Debe contemplarse sin embargo el consumo adicional de energia y la reducción de resistencia a largas edades con respecto al curado normal; estos factores dependen de las condiciones de curado y el tipo de cemento utilizado.
Entre las variables que afectan el desarrollo de resistencia se ha evaluado el tiempo de espera, la temperatura de curado, la duración del mismo y las velocidades de cambio de temperatura.
El curado a temperaturas inferiores a la normal, 2o·c, aporta información sobre el comportamiento de los cementos de escoria cuando se emplean en estas condiciones que son menos favorables porque estos cementos requieren mayor energia de activación. Esta situación puede presentarse en la zona de mayor probabilidad de uso de los cementos de escoria.
2. PLAN DE ENSAYOS
2.1. Cemento
Los cementos utilizados para este estudio se obtuvieron por molienda conjunta, en un molino de laboratorio, de clinker de cemento portland, escoria granulada de alto horno y yeso natural. En las Tablas 1 y 2 se indican las composiciones quimicas y en la Tabla 3 la composición porcentual de los cementos y su identificación.
2.2. Morteros
Se moldearon probetas cúbicas de 50 mm de arista, de
acuerdo con la norma ASTM e 109.
100
2.3. Temperaturas de curado Las temperaturas de curado seleccionadas fueron 5,
12, 20 (curado normal), 33, 55 y 80 ·c.
2.4. Tiempos de espera
Se fijaron tres niveles para el tiempo de espera entre la finalización del moldeo y la colocación de las probetas dentro del baño de agua saturada con cal a la temperatura de curado. Para las temperaturas de curado de 33, 55 y 80 ·e, estos tiempos fueron de 4, 8 y 24 horas, considerando que los mismos podrían adoptarse en un proceso
industrial. Para las temperaturas de curado de 5 y 12 ·e,
los tiempos de espera fueron solamente de 4 y 24 horas.
2.5. Edades equivalentes en curado normal
Se programaron los ensayos para las siguientes edades equivalentes: 3, 7, 14, 28 y 56 días, a las que se agrega-
ron 1,7; 2 y 2,4 días para 33 ·e, 1,7; 2,1 y 2,6 días para 55 ·e y 1,7; 2 y 2,7 para 80 ·e, con un tiempo de espera de
24 horas en todos los casos.
Los tiempos durante los cuales las probetas se mantu-
vieron a la temperatura de curado T ·e se calcularon utili-
zando la siguiente expresión en la que se prevé un gradiente térmico de 20 "C/h para el calentamiento y 30 "C/h para el enfriamiento.
t(h) =-M - 20.ti
T
T
(T-20). (T+20) 2.T.20
(T+20).(T-20) 2.T.30
donde, M: madurez ("C/h) ti: tiempo de espera (h)
Experimentalmente no se pudo cumplir en forma riguro-
sa con los gradientes térmicos planificados al no poder
utilizarse el equipo que se tenía previsto emplear. Como
consecuencia de este inconveniente, la madurez real es
levemente superior a la nominal ya que el calentamiento fue más rápido y el enfriamiento más lento que lo supuesto. En
el esquema se indica con líneas de trazos el gradiente real estimado y con líneas continuas el previsto en los cálculos.
101
.5h
f
~
20
t·1
t-20
20
t
t-20
30
Las probetas se retiraron del baño de curado media
hora antes del ensayo y se sumergieron en agua a 20 ·c. Para la temperatura de 80 ·e, el enfriamiento se realizó en
dos etapas para disminuir el gradiente térmico y evitar
tensiones excesivas.
2.6. Influencia del Curado en la Resistencia a largas Edades
Para evaluar la influencia del curado a temperaturas diferentes a la normal a edades tempranas sobre la resis-
tencia a mayores edades, un grupo de probetas fue curado a
temperaturas T, durante el tiempo necesario para alcanzar las edades equivalentes de 3 y 7 días, luego de lo cual se
continuó el curado a 20 ·e sumergidas en agua hasta llegar
a las edades de 28 y 360 días.
3. EQUIPOS UTILIZADOS
Para obtener los diferentes curados a las temperaturas previstas, se debieron improvisar diferentes equipos de modo de mantener la temperatura constante en los valores preestablecidos. En todos los casos, la variación promedio
de temperatura no fue superior a 1,5 ·c.
4. GRADO DE HIDRATACION
Se intentó seguir el proceso de hidratación determinando el agua combinada químicamente, por calcinación a
1050 ·c. Para ello, una masa de 130 g de las probetas
ensayadas fue pulverizada sumergida en acetona a fin de
detener el proceso de hidratación, luego sometida a secado
en estufa a 105 ·e durante 24 horas y posteriormente calcinada durante una hora a 1050 ·c. El grado de hidratación se
calculó mediante la expresión:
102
cw 105 \_ w1o5o > \_ O( e \_1\_ w 105 -
o(a \_~\_ w105
wn =
1+g
1+g
g
w1o5o - ( 1 - CXa)
w 105
1+g
donde
Wn: masa de agua unida quimicamente por unidad de masa de cemento
w105: masa de material luego del secado a 105 ·e
w 1050: masa de material luego del secado a 1050 ·e
o(
.
e.
pérdida
por
calcinación
del
cemento
mezcla
0(a .. pérdida por calcinación del agregado
g .. relación masa agregado/masa cemento
5. RESULTADOS
En las tablas 4 a 9 se presentan los resultados de resistencia a compresión y grado de hidratación para 1as distintas temperaturas de curado, tiempos de espera y edades equivalentes.
En las Figuras 1 a 10 se representan las resistencias en función de los tiempos de curado para el tiempo de espera de 24 horas y los tres cementos ensayados. En algunos casos no se observa un incremento regular de la resistencia con el tiempo de curado, apreciándose incluso una disminución de la resistencia para las temperaturas más altas a tiempos prolongados de curado.
Para 55 y 80 ·e y tiempos de espera de 4 y 8 horas,
el desarrollo de resistencia con el tiempo de curado no es regular, siendo esto más marcado para el tiempo de espera
de 4 horas y la temperatura de 80 ·c.
El desarrollo de resistencia en función del grado de hidratación no muestra una correlación satisfactoria. Suponiendo una relación lineal, . el mejor coeficiente de correlación encontrado fue 0,66. Esto indica que otros factores, además del grado de hidratación deben ser tenidos en cuenta, por lo menos en el rango de variables estudiadas.
103
El tratamiento de los resultados se realizó de acuerdo con el procedimiento desarrollado por Carlina [1], el que puede consultarse en el apéndice. Los cálculos se realizaron únicamente para el tiempo de espera de 24 horas y se determinó:
Ru: resistencia última o resistencia a la compresión a edad infinita
k(T): valor de la función de temperatura o constante de velocidad de ganancia de resistencia, a temperatura T
t edad a la cual se considera que comienza la ganancia de resistencia
Ea: energia de activación aparente
En primer lugar se evaluaron los resultados a 20"C, siguiendo el siguiente procedimiento:
a) se consideraron todos los resultados disponibles a esta temperatura
b) de las curvas R = f(t) se descartaron aquellos valores
que más se alejaban de la curva, dejando al menos un valor a edad avanzada
e)
Con de el
los valores la recta 1/R valor de 1/Ru
a=pnfat(er1ari/ot1)r/etsy=ssueOs
calcularon errores,
los parámetros determinándose
d) Considerando to = O se comenzaron a descartar los
valores correspondientes a edades cortas, partiendo de las edades más bajas, de uno en uno, buscando el menor
error de 1/Ru
e) Determinado el valor de Ru, se procedió al cálculo de to
y k(T). Para ello, con todos los valores aceptados
Rin/(iRciua-lRm) e=nt
e se f(t),
calcularon los determinándose
parámetros to, k(T)
de y su
la e
recta rror
f) A partir de ese resultado, se comenzó a descartar los valores correspondientes a las edades más largas de uno en uno, en forma decreciente, buscando el menor error de k(T)
El mismo procedimiento se siguió para las otras temperaturas, donde el tiempo de espera se tuvo en cuenta para
= el cálculo de Ru, sumando 24x20/T al tiempo de curado del
primer cálculo. Esta aproximación y la de to O no afectan
significativamente los resultados, ya que como se indicó anteriormente se tienen en cuenta principalmente los resultados a largas edades.
104
Luego de obtener el primer valor de k(T) y para el siguiente cálculo de k(T) y to, el tiempo total se calculó sumando al de t el valor ti.k(20)/k(T) , donde ti es el tiempo de espera, 24 horas para los casos calculados.
Para el cálculo de las energías de activación, se consideró que la variación de k(T) con la temperatura sigue
= la ecuación de Arrhenius, por lo que se calculó la pendien-
te de la recta ln k(T) f(1/T), a ~artir de la cual se obtuvo Ea.
En las Fig. 11 y 12 se representan los valores de k(T) en función de T ("C) y el ln k(T) en función de 1/T (1/K) respectivamente. En las Tablas 10 a 12 se muestran los resultados de Ru, to, k(T), Ea y los errores calculados para cada caso.
6. DISCUSION DE LOS RESULTADOS
parti
r
Es de
dificil efe las curvas
cRtua=r
un f(t
a ),
nálisis siendo
de los resultados a más conveniente ha-
cerlo a través de la evaluación de los parámetros calcula-
dos.
En general, Ru disminuye con el incremento de tempP-
ratura, como era de esperar. Los valores para 8400 y 8440 a
20 ·e son anormalmente altos, con respecto a la evolución
encontrada
Los valores más bajos los presenta el cemento 8400,
mientras que entre 8470 y 8440 no hay una diferencia definida. El valor más alto se alcanza con el cemento 8470 para
5 ·e y los valores más bajos los presentan este cemento y el 8400 para ao ·c.
El valor de k(T) aumenta regularmente con la temperatura, como es de esperar, con las excepciones de 8400
para 55 ·e y 8440 a 20 ·e, donde encontramos un valor anor-
malmente alto y anormalmente bajo respectivamente con respecto a los esperados de acuerdo con la tendencia general.
Para una temperatura constante, los valores más altos de k(T) corresponden al cemento de referencia 8400, mientras que entre 8470 y 8440 las diferencias son relativamente mencres.
Los valores de to disminuyen regularmente con el
aumento de T, con algunas excepciones como el
corespondiente a 8440 para 5 ·e, anormalmente bajo. Es de
hacer notar el rápido incremento del tiempo to cuando la
temperatura desciende de 20 ·e para el cemento 8440 y de 15 ·e para los cementos 8400 y 8470, Fig. 13.
105
Los valores de la energía de activación para los cementos 8400 y 8440 son prácticamente similares si se tiene en cuenta el error experimental, en tanto que para el 8470 es inferior.
Los morteros de cemento con el contenido mayor de escoria, 8440, curados a las edades equivalentes de 3, 7 y 14 días, muestran una ganancia de resistencia superior que curados a las mismas edades a temperatura normal (20 'C). Esto también es válido para 3 y 7 dias para el cemento con 30 % de escoria, 8470, mientras que para el cemento de referencia los valores de resistencia están en el mismo orden o presentan una disminución.
Para la edad de 28 dias hay, en general, un comportamiento similar para todos los cementos, evidenciando una disminución de resistencia por efecto del curado acelerado, Tablas 13-16. Los mejores resultados se obtienen para una
temperatura de 33 ·e, para la cual se alcanzan o superan
los valores del curado normal pero las resistencias relativas de los cementos de escoria son menores que las correspondientes al cemento portland normal.
7. CONCLUSIONES
Con el clinker de cemento portland utilizado en este estudio se obtuvo muy buena respuesta a corta edad· en la activación de la escoria a temperatura normal. Es de esperar que cuando se aplique ~1 curado acelerado a un cemento con escoria donde se emplee un clinker que brinde naturalmente menos activación, los resultados relativos sean aún más beneficiosos.
En las Tablas 17 y 18 se pueden ver los valores absolutos y la relación porcentual de la resistencia alcanzada por curado acelerado a temperatura T, a· las edades equivalentes de 3 y 7 dias, continuando con el curado normal hasta completar los 28 y 360 dias después del moldeo. Los valores de referencia son las resistencias a 28 y 360 dias de curado normal desde el moldeo, a los que se asignó el valor 100.
Cuando se completa el curado a 28 dias, después del curado a una temperatura distinta de la normal, no se alcanza, en general, los mismos valores de resistencia. Si bien no hay una tendencia perfectamente definida, parecería que el cemento con mayor contenido de escoria es el más afectado.
~n cambio, cuando el curado se extiende a 360 dias,
se observa que hasta 33 ·e hay un incremento en las resis-
tencias para el cemento con mayor contenido de escoria,
8440. Para temperaturas superiores a 33 ·e las resistencias
a 360 días son menores que para el curado normal desde el
106
moldeo y no hay una diferencia definida en el comportamiento de los tres cementos. La prolongación del tiempo de espera de 4 a 24 horas tiene un efecto positivo, como era previsible.
De esto se concluye que el curado acelerado representa una ventaja relativa para los cementos con escoria con respecto al cemento portland normal y que no es conveniente superar la edad equivalente de 14 dias. A temperaturas más altas no se observa una diferencia sistemática significativa para las distintas condiciones y cementos. Se observa también un efecto negativo cuando el tiempo de espera se acorta a 4 horas.
En resumen, los mejores resultados se obtienen con un
curado a 33 ·e, un tiemp0 de espera de 24 horas y una edad equivalente de 7 dias, siguiendo el de 55 ·e, 24 horas de
espera y una edad equivalente de 3 dias. Los resultados obtenidos no pueden extrapolarse a
otros clínkeres, ya que son válidos solamente para los cementos estudiados.
107
APENO ICE
La velocidad de ganancia de resistencia a cualquier edad puede expresarse [2] como una función de la correspondiente resistencia R y la temperatura T:
dR
= f(R).k(T)
dt
En base a la experiencia empírica se propuso para la función de resistencia f(R), la forma:
= f(R)
Ru [ 1 - ( R/Ru)] 2
donde Ru es la resistencia límite a edad infinita.
Con la aproximación que Ru es independiente de la temperatura y considerando las dos expresiones anteriores, tenemos:
dR
[1 - R/Ru] 2
=
Ru ( t
Jto
k(T) .dt
donde se tuvo en cuenta el período de inducción y por lo tanto R es igual a cero hasta un tiempo to y k(T) es el valor de función de temperatura o constante de velocidad.
Si se considera el caso de curado a temperatura cons-. tante, es decir, bajo condiciones isotérmica, k(T) es independiente del tiempo y la integración de las funciones anteriores nos lleva a:
Ru
= k (T) • (t - to )
(1)
Ru-R
108
Reagrupando esta expresión, obtenemos:
1
1
=
+
R
Ru.k(T).(t-to)
Ru
En una primera aproximación y para consideraciones a largo plazo (t>>to), se puede tomar to =O, por lo tanto:
1
=
R
1
1
+
·Ru.k(T) .t
Ru
De esta expresión es posible obtener Ru.
Volviendo a la expresión original (1) y reordenando:
R = k(T).t- k(T).to
R-Ru
De esta ecuación y con el valor calculado anteriormente para Ru, podemos obtener k(T) y to, utilizando preferentemente los resultados a edades cortas.
Si la temperatura no permanece constante es necesario expresar la función de temperatura k(T) en términos de T; una primera aproximación, utilizada en el concepto de madurez, considera una relación lineal:
k(T) = A (T - To)
donde A: constante
To: temperatura por debajo de la cual no hay
desarr decir,
ollo de k(To)
=rOesi
stencia
con
el
tiempo,
es
De esta manera, la función temperatura-tiempo, M, se puede expresar:
lo ( t
(t
M = fr k(T) dt = A
(T - To) dt
0
M = A ( T - To) t
109
El valor comúnmente aceptado para Toes -10 ·e; lle-
vando esto a la expresión anterior, tenemos:
M = A ( T + 10) t
Un mejor ajuste de la función k(T) con la temperatura se consigue utilizando la ecuación de Arrhenius, que expresa la variación de la constante de velocidad de una reacción química con la temperatura:
k(T) = B • e - Ea/RT
donde B es una constante, Ea la energía aparente de activación, R la constante universal de los gases y T la temperatura absoluta de curado.
Tomando logaritmos a ambos miembros de esta ecuación, obtenemos:
Ea ln k(T) = ln B -
R.T Por lo tanto, vemos que si la función k(T) puede expresarse mediante la ecuación de Arrhenius, la representación del ln k(T) en función de 1/T (1/K) debería ajustarse por una recta. En el caso estudiado, Fig 12, esto se cumple, aunque con una dispersión importante, y podemos estimar de la misma el valor de la energía de activación Ea.
110
REFERENCIAS 1. Car11no, N. J. "The matur1ty method: Theory and
app11cat1on" Cement, Concrete and A;;re;atae. Vol. e,
Nro. 2. W1nter 1884, pp 81-73.
2. Bernhardt, c. J. "Harden1n; of Concrete at 01fferent
Temperatura•" Proceed1n;e of the RILEM Sympoa1um on Winter concret1n;, Oan1eh Inet1tute for Bu11d1ng
Research, Copanha;en, Oenmark, 1see, 18 pp.
111
Tabla 1: Composición química y densidad del clínker utilizado (g/100g)
Composición
1
Residuo insoluble ......... .
Dióxido de silicio (Si02) .. . Oxido de aluminio (Al203) .. . Oxido de hierro (Fe203) .... .
Oxido de calcio (CaO) ...... . Oxido de magnesio (MgO) ... . Trióxido de azufre (S03) ... . Oxido de calcio libre ..... . Oxido de sodio (Na20) ..... . Oxido de potasio (K20) ..... .
Alcalinos totales ......... .
0,39 20, 1
6' 1o 3,61 62,4 3,61 0,49
1 , 15
0,64
1 '47
1 , 41
Densidad (g/cm3) ........... . 3' 12
Tabla 2: Escoria de alto horno granulada, análisis químico, contenido de fase vítrea y densidad.
Composición
1
Residuo insoluble DiÓXido de si 1 i e i o (Si 02 ) .... . Oxido de aluminio (Al203) ... . Oxido de hierro (Fe203) ..... . Oxido de manganeso (mn203) .. . Oxido de calcio (CaO) ....... . Oxido de sodio (Na20) ....... . Oxido de potasio (K20) ....... . Oxido de magnesio (MgO) ...... . Trióxido de azufre (S03) ..... .
Su 1fu ro (S= ) ••...•.••.•••••••
Alcalinos totales ........... .
0,77 36,5 12,5
1 , 31 1 , 03 42,9 0,38
0,78
3,74
o, 11
0,84 0,89
Densidad (g/cm3) ............ . 2,92 Porcentaje de fase vítrea .. . 97,5
112
Tabla 3: Composición porcentual de los cementos y su identificación
Identificación
. 400 470 440
Composición
Clínker 96
Escoria
-
67,2
28,8
38,4
57,6
Yeso 4 4 4
Tabla 4: Resistencia a la compresión y grado de hidrata-
ción para temperatura de curado de 5 ·e
Edad Tiempo Tiempo equiv. de a T de (20"C) espera curado
Grado de
hidratación
--
Resistencia
a
compresión (MPa)
di as h
h
400 470 440 400 470 440
3
4 24
271 1 91
0,20
o, 14
o' 18
0,21
o, 14 27,9
0,27 13' 9
15,9 18,8
10,4 26,5
7
4
655 o' 19 o' 19 o' 13 33,6 25,2 16,9
24
575 o' 1o 0,24 o' 18 13,4 26' 1 25,2
14
4
1327 0,31 0,21 o' 18 31 '4 25,6 22,0
24
1247 0,28 o' 19 0,33 35,9 31 , 8 39, 1
28
4 24
---- 2671
2591
0,26 0,24
----
0,20 34,9
---- 31 '6
26' 1
----
26,1 36,8
56
4 5359 ---- ---- ---- 38,6 22,6 38,3
24
5279 0,32 0,22 0,23 35,3 44,8 40,2
3(28) 4 24
3(360)
4
24
7(360)
4
24
271 0,29 0,27 0,27 30,5 27,0 25,8
191 0,29 o' 19 o, 16 33,3 32,3 31 '2
271 191
----
----
---- ----
---- ---··"-'
40,3 39,6
49,3 33,7
49,5 47)8
655 ---- ---- ---- 38,0 43,5 52,4 575 ---- --- ..~ ---- 41,5 35,7 48,0
Tabla 5: Resistencia a la compresión y grado de hidrata-
ción para temperatura de curado de 12 ·e
Edad Tiempo Tiempo
e<q2.0u·iev>.
de espera
a T de curado
Grado de
hidratación
Resistencia a
compresión (MPa)
di as h
h
400 '470 '440 400 470 440
3
4
113 0,20 oJ 14 0,37 18' 9 14,0 7,1
24
80 0,28 oJ 16 oJ 12 16,9 12 J 1 6,3
7
4
273 o' 19 o' 18 o' 16 25,4 18,0 13,6
24
240 0,21 oJ 18 o' 12 25,5 23 J 1 20,3
14
4
553 0,29 0,20 o' 17 35,3 23,7 20,0
24
520 0,28 0,22 o' 19 29,0 26,7 21 '8
28
4 1113 ---- ---- ---- 28,8 29' 1 26,5
24
1080 0,40 0,27 0,20 32,0 33,5 34,6
56
4
24
3(28)
4
24
7(28)
4
24
3(360) 4 24
7(360)
4
24
2233 2200
113 80
273 240
113 80
273 240
0,25
o' 19
0,28 0,22
----
0,27
---------------
o' 19
0,22
----
o' 18
----
0,26
--------
------
0,20 33,2
o' 19 27,0
o' 19 28,7
0,21 32,0
---- 29,0
o' 19 34,9
--------
39,5 42,3
--------
41,7 38,6
28,4 27,3
31 '2 24,7
25,3 36,6
45' 1 41,2
40,7 44,5
36,4 32,7
22,3 28,8
20,4 32,5
47,3 50,3
53,9 44,3
114
Tabla 6: Resistencia a la compresión y grado de hidra-
tación para temperatura de curado de 20 ·e
Edad Tiempo Tiempo equiv. de a T de (20"C) espera curado
Grado de
hidratación
Resistencia
a
compresión (MPa)
di as 1
2 3 7 14 28 49 56 360
h
h
--- 24 --- 24
--- 48
--- 72
--- 168
--- 336
--- 672
--- 1176
--- 1344
--- 8640
400 470 440 400 470 "440
---- ---- ---- 6,6 ---- ---- ---- 7,6
4,0 4,8
1 '5 1' 7
---- ---- ---- 12,9 8,9 3,9
0,21
o' 14
0,28
o' 1o o, 12 o, 17
o, 14 20,9
0,08 25, 1
o, 14 28,6
12,3 18,7 28,3
8,8 12,6 18,9
0,30 0,30 ---- 30,7 32,9 36,8
0,30 0,24
----
0,31
-------
0,28 37,9 0,32 39,4
---- 39,9
38, 1
----
48,2
42,8 42,8 42,6
115
Tabla 7: Resistencia a la compresión y grado de hidrata-
ción para temperatura de curado de 33 ·e
Edad Tiempo Tiempo equiv. de a T de
(20"C) espera curado
Grado de
hidratación
Resistencia
a compresión (MPa)
di as h
1 '7
24
2
24
2,4 24
h
.400 470 440 400 470 440
10 ---- ---- ---- 9,9 7,3 219
14 ---- ---- ---- 13,6 9,2 4,8
20 ---- ---- ---- 15,9 11 19 5,6
4.
38 0120 o 117 o' 16 22,2 17,3 11 'o
3
8
36 o, 17 o' 13 o, 11 20,5 15,0 1 1 ' 1
24
27 0,20 o, 19 o' 12 25, 1 1710 11 15
4
88 0,21 o' 17 0,21 27,7 22,8 25,0
7
8
86 0122 0,17 0,15 29,8 25,7 24,4
24
78 0,21 0,20 0,22 24,9 27,2 25,4
4
176 0,24 0,24 0,22 28,9 20, 1 26,1
14
8
175 0,22 0,22 0,24 25,0 25,6 24,0
24
166 0,28 0,31 0,26 27,9 26,6 28,0
28
4 8
354 351
o' 18
0,20
0,26 0,22
0,33 34,9
o, 19 38,4
31 , 1 31 , 2
36,0 39,0
24
343 0,23 o, 17 0,26 36, 1 31,4 36,9
4
707 0,27 0,32 0,29 29,8 38,8 41 , 3
56
8
705 o' 19 0,27 o, 18 34,3 32,9 35,5
24
697 0,25 0,26 0,21 30,6 29,0 35,3
3(28) 4 24
7(28) 4 24
3(360) 4 24
7(360)
4
24
38 27
0,35 0,22
0,25
o, 16
0,34 25,7
---- 32,4
31 'o
33,0
29, 1 25,4
88 ---- ---- ---- ---- ---- ----
78 0,21 0,20 o' 18 31,1 33' 1 36,6
38 27
--------
--------
--------
32,3 34,0
40,3 48,0
38,8 52,8
88 78
-------
----
----
--------
37,8 39,3
43,0 49,6
54,0 44,7
116
Tabla 8: Resistencia a la compresión y grado de hidrata-
ción para temperatura de curado de 55 ·e
Edad Tiempo Tiempo equiv. de a T de (20'C) espera curado
Grado de
hidratación
Resistencia a
Compresión (MPa)
di as
h
1 17
24
2 11
24
216
24
4
3
8
24
h
.400 470 '440 .400 .470 440
6 ---- ---- ---- 1517 1212 518
10 ---- ---- ---- 1517 1512 815
14 ---- ---- ---- 1913 1 7 11 11 '8
26 0124 0126 o119 2112 19,4 18,8 24 o116 0,22 0120 22, 1 20,6 18,9 18 0120 o, 18 o, 18 19 11 19,6 19' 1
4
62 0125 o' 17 0,29 1916 18,2 19,0
7
8
59 0121 0,21 0124 2215 23,3 25,4
24
53 0124 0128 0124 2514 23,7 22,2
4
123 0,29 o, 19 0,26 19,9 23,7 22,7
14
8
120 o' 19 o118 o, 17 2317 241 1 2815
24
114 0,22 0,23 0119 2319 2716 29,4
4
245 0128 o, 17 0,30 2414 20J4 23,0
28
8
242 0,31 0,24 0,24 21 , 6 19,9 13,5*
24
237 0,27 0121 0123 27,5 35,4 33,0
4
489 0,32 o118 ---- 20,9 1715 21 , 9
56
8
487 0,27 0,27 0,21 14,3 1612 21 '4
24
481 0,32 0,27 o114 26,0 36' 1 29,5
3(28)
4
24
26 0,21 0,28 0,22 19,3 20,2 22,0 18 0,25 0,24 0,21 2819 2619 26,8
7(28)
4
24
62 0,22 54 0,25
3(360)
4
24
r-·
7(360)
4
24
26 18
--------
62 ---53 ----
* Valor no consistente
0,26 0,26
--------
-------
0,24 24,4 0,19 20,3
--------
18,7 28, 1
-------
3018 3214
24,5 18,3
27,2 26,8
31 13 33,5
26' 1 24,7
30,8 25,0
32,8 29,5
117
Tabla 9: Resistencia a la compresión y grado de hidrata-
ción para temperatura de curado de 80 ·e
Edad Tiempo Tiempo equiv. de a T de (20"C) espera curado
Grado de
hidratación
Resistencia a
compresión (MPa)
di as h
1 '7
24
2
24
2,7
24
4
3
8
24
h
400 470 .440 400 470 .440
4 ---- ---- ---- 17,8 16,5 9,9
6 ---- ---- ---- 16,9 16,4 9,7
10 ---- ---- ---- 16,2 19,0 15,0
---- 19 0,22
o' 17 21 '8 16,8 24,5
18 0,22 o' 18 o' 14 21 '6 17,9 22,0
14 o' 16 o' 17 o' 14 15,8 16,6 15,6
4
43 0,20 0,23 o' 16 15,3 13,7 14,7
7
8
42 o' 14 o' 15 o' 19 19,2 21 '6 27,9
24
38 0,20 o' 16 0,21 22,2 22,6 26,7
4
85 0,22 0,47 o' 18 21 '7 22,0 23,2
14
8
84 o' 18 o' 17 o' 18 23,3 24,3 29,1
24
80 0,23 0,24 0,21 20,8 20,7 25,2
28
4 8
169 168
o' 19
0,28
o' 18
0,28
-o-' -1-4
17 '7 27,5
21 '3 23,0
17,7 29' 1
24
164 0,23 0,23 o' 19 24' 1 26,1 29,2
4
337 0,22 o' 18 o' 17 19,8 17 '6 20,3
56
8
336 0,21 0,20 o' 18 16,7 23,0 33,0
24
332 0,22 o' 19 o' 18 26,2 26,3 29,2
3(28)
4
24
7(28)
4
24
3(360)
4
24
7(360)
4
24
---- 19
14
0,21
----
0,21
-o-' -1-8
21,2 23,2
17,0 26,7
22,2 20,0
---- 43 ---- ---- ---- 19,4 21 '6 23,4
38 0,20 0,22
24,7 26,5 26,6
19 14
----
----
--------
--------
32,4 34' 1
44,7 39,3
32,2 45' 1
43 38
-------
----
----
--------
18' 1 21 '3
33,6 39,8
31,1 33,0
118
Tabla 10: Valores de los parámetros Ru, k(T) y to para los distintos cementos y temperatura de curado
Temp. de Curado <.e) 5 12 20 33 55 80
Ru(MPa)
38,0 34,7 44,6* 31 '8 27,6 26' 1
4 kt.0,001 (1/h)
o o to (h)
2,4 11 ' 1 14' 1 53,7 236,3* 15,8 300,8 38' 1 12' 2 7,3 5,5 3,6
Ru (MPa)
47,7 41 '4 38,9 38,3 37,7 27,2
4 kt.0,001 ( 1/h) 7
o to (h)
2,99 3,9 9,3 22,0 49 ,·8 147,6
291 , 1 58,4 13,2 9,6 1 , o 2,6*
Ru (MPa)
43,8 39, 1 55,9* 39,9 33,3 31 '8
4 kt.0,001 (1/h) 4
o to (h)
2' 1 7,5 2,9* 25,3 67,9 147,2 9,8* 83,0 14,9 12,0 4,0 4,2
* Valores no consistentes
Tabla 11: Errores estimados de los valores 1/Ru y k calculados
Temperatura de
5
12
20
33
55 80
Curado (" C)
%
%
%
%
%
%
E ( 1/Ru)
1, 5
1 '3
1, o 0,2
4,2 3,2
400
E [k(t)] 7,9 3,3 4,7 3,3 7,7 7,3
E ( 1/Ru)
6,7
2,8
2,7
1 '2
5,4 1 , o
470
E [k(t)] 5,6 4,7 2,4 0,5 1 , 7 3,0
E ( 1/Ru) 0,4 9,3 5,6 6,4 4,9 3,6
440
E [k(t)]
1 '8
2,7
2' 1 2,0
2,9 7,9
119
Tabla 11 Cont. Edades para las cuales se determinó 1/Ru y
k (T)
Mezcla ' 400
470 400
Temp. CC)
5 12 20 33 55 80
5 12 20 33 55 80
5 12 20 33 55 80
Edades (1/Ru) di as
Edades [k(T)] di as
3; 28; 56 7; 14; 28 14; 28; 56 7; 14; 56 3; 7; 14; 28; 56 7 ; 28; 56
3·•
37.·••
3;
28; 14;
2;
56 28
1
1 , 7; 2; 2,4
1, 7 ; 2, 1; 2,6; 3; 7
2", 7; 3; 7
7; 14; 56
37 • ; '
14; 14;
28 28
3; 7; 28
7; 14; 56
7; 28; 56
3·'
1 1
; ,
7. 37 2·;'' •'
14; 14;
3; 2;
56 28 7 2,4
1 , 7 ; 2' 1 ; 2,6; 3
2; 3; 7 ; 28
7; 28; 56 7; 28; 56 14; 28; 56 7; 28; 56 3; 14; 28; 56 14; 28; 56
7; 28; 56
3; 7; 28
1. 1'
,
2; 7;
3; 2;
7; 3
14
1 '7; 2, 1 ; 2,6; 3; 14
1 ' 7 ; 2 , 7 ; 3; 7
Tabla 12: Energia de activación, kJ/mol entre 5 y 80 ·e
para los distintos cementos
Cemento
Ea
E%
-400
45,8
1,7
470
42,9
0,5
440
46,6
1 '4
120
Tabla 13:
Resistencias relativas de probetas curadas a distintas temperaturas, a la edad equivalente de 3 dias, con respecto al curado normal a la misma edad.
Tiempo
Resistencias Relativas
Tempee. rea)tura
de espera (h)
400
470
440
4
133,5 129,3 118,2
5
24
66,5 152,8 301 , 1
4
90,4 113,8 87,5
12
24
80,9
98,4
71 , 6
20
-
100
100
100
4
106,2 140,6 125,0
33
8
98, 1 121 , 9 126,1
24
120, 1 138,2 130,7
4
101 ,4 157,7 213,6
55
8
105,7 167,5 214,8
24
.. 91,4 159,3 217,0
4
104,3 136,6 278,4
80
8
103,3 145,5 250,0
24
75,6 135,0 177,3
121
Tabla 14:
Resistencias relativas de probetas curadas a distintas temperaturas, a la edad equivalente de 7 días, con respecto al curado normal a la misma edad.
Tiempo
Resistencias Relativas
Temperatura
de
CC)
espera (h)
400
470
440
4
133,9 134,8 134, 1
6
24
63,4 139,6 200
4
1o1, 2 96,2 107,9
12
24
101 , 6 123,6 161 , 1
20
-
100
100
100
4
11 o' 4 121 , 9 198,4
33
8
118,7 137,4 193,6
24
92,2 146,4 201,6
4
78, 1 97,3 160,8
56
8
89,6 124, 1 201,6
24
101 , 2 126,7 176,2
4
61,0 73,3 116,7
80
8
76,6 116, 6 221,4
24
88,4 120,9 211 '9
122
Tabla 15:
Resistencias relativas de probetas curadas a distintas temperaturas, a la edad equivalente de 14 dias, con respecto al curado normal a la misma edad.
Tiempo
Resistencias Relativas
Temperatura
de
("C)
espera ( h)
400
470
440
4
109,8
90,5 116,4
5
24
125,5 112 '4 206,9
4
123,4 83,7 105,8
12
24
1o1 '4
94,3 115 '3
20
-
100,0 100,0 100,0
4
1o1 'o 71 'o 138,1
33
8
87,4
90,5 127,0
24
97,5
94,0 148' 1
4
69,2
83,7 120,1
55
8
82,9
85,2 150,8
24
83,6
97,5 155,5
4
75,9 71,7 122,7
80
8
81 , 5 85,9 154,0
24
72,7
73' 1 133,3
123
Tabla 16:
Resistencias relativas de probetas curadas a distintes temperaturas, a la edad equivalente de 28 diaa, con respecto al curado normal a la misma edad.
Tiempo
Resistencias Relativas
T e m<p• ee>r a t u r a
de espera (h)
400
470
440
4
113,7 79,3 70,9
5
24
102,9
-
100,0
4
93,8 88,4 72,0
12
24
104,2 101 , 8 94,0
20
-
100,0 100,0 100,0
4
113,7 94,5 97,8
33
8
125, 1 94,8 106,0
1
24
117,6 95,4 100,3
4
79,5 62,0 64, 1
55
8
70,3 60,5 36,7
24
89,6 107,6 89,7
4
57,6 64,7 48, 1
80
8
89,6 69,9 79,1
24
78,5 79,3 79,3
124
Tabla 17: Resistencia absoluta a la compresión de probe-
tas curadas a las edades equivalentes de 3 y 7 días a las temperaturas T y curado normal hasta completar 28 y 360 días.
T Edad Tiempo Resist.a 28 d(MPa) Resist.a 360 d(MPa)
e. de e) equiv espera 400 470 440
400
470 440
3 5
7
4 30,5 27,0 25,8 40,3 49,3 49,5
24 33,3 32,3 31 '2 39,6 33,7 47,8
4 ---- ---- ---- 38,0 43,5 52,4 24 ---- ---- ---- 41 '5 35,7 48,0
1 1
3
12
7
20 28
4 28,7 31 '2 22,3 39,5 45' 1 47,3 24 32,0 24,7 28,8 42,3 41 '2 50,3
4 29,0 25,2 20,4 41,7 40,7 53,9 24 34,9 36,5 32,5 38,6 44,5 44,3
-- 30,7 32,9 36,8 ---- ---- ----
3 33
7
4 25,7 31 'o 29' 1 32,3 40,3 38,8
24 32,4 33,0 25,4 34,0 48,0 52,8
4 ---- ---- ---- 37,8 43,0 54,0
24 31 '1 33' 1 36,6 39,3 49,6 44,7
!
3
55
7
4 19,3 20,2 22,0 18,7 27,2 30,8 24 28,9 26,9 26,8 28' 1 26,8 25,0
4 24,4 24,5 26, 30,8 31 '3 32,8 24 20,3 18,3 24,7 32,4 33,5 29,5
3 80
7
4 21 '2
24 23,2
-
4 19,4
24 . 24' 7
17,0 26,7 21 '6 25,5
22,2 32,4 20,p 34' 1 23 ,i4 18' 1 26 ,;6 21 '3
44,7 39,3 33,6 39,8
32,2 45' 1 31 '1 33,01
125
Tabla 18: Resistencia relativa a la compresión de probetas curadas a las edades equivalentes de 3 y 7 días a las temperaturas T y curado normal hasta completar 28 y 360 días.
T Edad Tiempo Resist.a 28 d(MPa) Resist.a 360 d(MPa)
de
CC) equiv espera 400 470 440
400
470 440
3 5
7
4
99,3 82,2 70,0 101 'o 102,3 116,2
24 108,5 98,3 84,8 99,2 69,9 112,2
4 --- ---- ---- 95,2 90,6 123,0
24 ---- ---- ---- 103,2 74' 1 11'2,7
3 12
7
20 28
4
93,5 94,9 60,5 99,0 93,6 111 'o
24 104,2 75,2 78' 1 106,0 85,5 118' 1
4
24,3 76,8 55,3 104,5 84,4 126,5
24 113,7 111 , 2 88,3 96,7 92,3 104,0
-- 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0 100,0
3 33
7
4
83,6 94,4 78,9 80,9 83,6 91,1
24 105,5 100,3 68,8 65,2 99,6 123,9
4 ---- ---- ---- 94,7 89,2 126,8
24 101 '4 100,6 99,3 98,5 102,9 104,9
3 55
7
4
62,9 61,3 59,7 46,9 56,4 72,3
24
94,0 81 '7 72,9 70,4 55,6 58,7
4
79,6 74,4 70,8 77,2 64,9 77,0
24
66,2 55,6 67,1 81,2 69,5 69,2
3 80
7
4
69,0 51 , 8 60' 1 81,2 92,7 75,6
24
75,4 81 , 3 54,4 85,5 81,5 105,9
4
63,3 65,6 63,6 45,4 69,7 73,0
24 80,5 80,6 72,2 53,4 82,6 77,5
126
Re MPa
42 361--
.....
N -..J
--------·
--------------~4
+ B440
.... 8400 • 8470
""=""%;:..:..---------
287 671
(3d) (7d)
1343 (14d)
2687 (28d)
tiempo (h)
5375 (56d)
Fig. 1: Resistencia a la ccmzpresión e1t funcióu del tiempo de curado, para tiempo de espera de 24 by temperatura de curado de 5 °C.
Re
MPa
39
33
•
27
21
N
en
15
••
9
... B400
• 8470
+ B440
o 120 280
(3d) (7d)
560 (14d)
1120 (28d)
tiempo (h)
Fig. 2: Resistencia a la compresión en función del tiempo de curado, para tiempo de e.sper~ de 24 h y temperatura
de curado de 12 oc.
2240
(56d)
Re
MPa
1
.......,
U)
!/
••
•
... 8400 • 8470 • 8440
\_O
24
48
72
Tiempo (h)
168
Fig. 3: Resistencia a la compresión e11 u funcióu del tiempo de curado, temperatura de curado de 20 oc- Corta edad.
Re MPa
52
44
28
\_a
w
o
20 r I 1
1
... 8400 .• 8440
• 8470
72 168 336
672
tiempo (h)
Fig. 4: Resistencia a la compresión en fuJZción del tiempo de curado, temperatura de curado de 20 oc.
2T60
Re
MPa
24
20
16
12 w\_.
8
,-
... 8400 • 8470 • 8440
¡-----------1 ,\_\_\_,
1 .&.
4
•
14,5
24,5
28,5
34,5 tiempo (h) 41,5
Fig. 5: Resistencia a la compresióu en fuucióu del tiempo e de curado, para tiempo de espera de 24 by temperatura
de curado de 33 oc- Corta edad.
Re MPa ~--T-----r----------r------------------~r-----------------------------------------r-~
39
...
...
21
w
N
1
Á 8400 • 8470 • 8440
41 91
180
357
tiempo (h)
710
Fig. 6: Resistencia a la compresión e12 función del tiempo de curado, para tiempo de espera de 24 by temperatura
de curado de 33 oc.
Re MPar-~---------------A--~-------------,--------¡r--------,---------'l
20
16
12
...
w w
8
4 J-
/•e
~
... 8400
• 8470
• 8440
T
o
o
8,7
14,7
18,7 tiempo (h) 22,7
26,7
Fig. 7: Resistencia a la compresión en función del tiempo de curado, para tiempo de espera de 24 h y temperatura
de curado de SS oc- Corta edad.
Re MPa
36
30 t-
....
~
1
-/~~
24
....
(.,J
~
18l .r·
12
----------------·
-•
...
.... 8400 • 8470 • 8440
6
27 62 (3d) (7d)
123 (14 d)
246 (28d)
tiempo (h)
496 (56d)
Fig. 8: Resistencia a la compresi~n .eu juució1t del ~iempo de c\_urado, para tie1~po de e\_sper~ de ~4 by ~emperatura
de curado de SS °C.
·
.
.
Re
M~
22'-
! 1
18 1-
....
w
(11
,
¡
1
·-
•\_...
- ---t-
Á 8400 • 8470
+ B440
6
10
12
16
20(3d)
Fig. 9: Resistencia a la compresió11 e11 función del tiempo de curado, para tiempo de espera de 24 h y temperatura
de curado de 80 oc- Corta edad.
11!
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o5
12
20
33
Fig. 11: k (T) en fuución de la temperatura de curado (oc)
Á 8400 • 8470 • 8440
55 temperatura de curado oC 80
k(T)(días-1 )
+ 2,\_ + 1,\_
o
1
•
• 8400 • 8470
• 8440
•
...
-1
w
00
-2
•
-3
80
12
28
29
30
31
32
33
34 .
35
Fig. 12: Logaritmo natural de k(T) e1t función de la inversa de a la temperatura absoluta.
5 (oC)
36x 10-4 1/T0
tJ(hJ·~71----------------------------------------------------~
\\
o·
20
1
•
10
• 400 • t!-70 o 440 5
~-=======--\_\_,-C
5 Fig. 13: Variació11 de t enfunción de la temperatura, para cada
0
uno de los cenze1itas estudiados.
13 9
--------------------------
EVALUACION DE LA ESCORIA PROPUCIDA POR EL ESTABLECIMIENTO ALTOS HORNOS ZAPLA
RESUMEN Este estudio se encaró considerando el posible empleo de las escorias producidas en Altos Hornos Zapla como material potencialmente hidráulico. Los objetivos fijados fueron: caracterizar el material, evaluar su capacidad hi~ dráulica, analizar sus diferencias con una escoria "estandar" y determinar las ventajas que podría significar la optimización de la operación de granulación con la instalación de un equipo especial, caja de granulación, ("blowing box"), cedido por el CIID (Centro Internacional de Investigaciones para el Desarrollo- Canadá). Los resultados obtenidos muestran que esta escoria, molida a una finura adecuada y en presencia de cemento portland normal, desarrolla propiedades hidráulicas, aunque en forma más lenta que otras escorias. En base a los resultados obtenidos y a las observaciones realizauas en la planta, se efectúan una serie de recomendaciones que posibilitarían el aprovechamiento comercial de esta escoria en remplazo parcial de cemento portland normal.
141
ESCORIA DE ALTOS HORNOS ZAPLA
1. INTRODUCCION
La primer planta siderúrgica integrada instalada en Argentina fue Establecimientos Altos Hornos Zapla, el que comenzó su producción de arrabio en octubre de 1945. Al primer alto horno se le sumaron otros, de mayor capacidad, encontrándose al presente solamente en funcionamiento el más reciente de ellos, el alto horno NQ 5.
La escoria de este alto horno es muy particular, ya que en su composición química presenta un contenido alto de Si02 y bajo de CaO, respecto a las escorias destinadas a la fabricación de cemento de escoria o siderúrgico. Esta composición química está relacionada con la circunstancia de utilizar mineral de hierro de baja ley, es decir, alto contenido de Si02 y carbón vegetal en lugar de coke, trabajando a temperaturas relativamente bajas. En los últimos años, el mineral empleado fue gradualmente remplazado por otro de ley más alta, . llevando consecuentemente a una reducción de la masa de escoria por unidad de arrabio producida y a un cambio en la composición química.
En este trabajo se consideran las escorias producidas "regularmente" por AHZ, la escoria producida por la caja de granulación y una escoria granulada molida obtenida en un molino industrial en la planta de AHZ.
2. EVALUACION PRELIMINAR
Este estudio se 1n1c1a con la evaluación de la escoria producida y granulada "regularmente" por el alto horno NQ 5 del Establecimiento Altos Hornos Zapla. Como activante se emplea un clinker producido por una empresa cementara en las cercanías de la planta siderúrgica.
Esta evaluación tiene el carácter de preliminar y de referencia a una definitiva a realizar una vez instalada la caja de granulación y superados algunos problemas operativos.
Los objetivos principales fueron analizar la uniformidad de la escoria producida en distintas coladas y la constancia en la composición química, detectar diferencias entre los dos canales de granulación y evaluar el porcentaje de fase vítrea y las propiedades potencialmente hidráulicas de una muestra representativa de la escoria producida.
142
2.1. Toma de muestras
A fines del mes de octubre de 1988 se realizó la toma de muestras de la escoria producida por el alto horno Nro. 5 granulada en el canal principal y auxiliar, las que se identificaron como P y A respectivamente.
Una vez finalizado cada escoriado, se recogió de la parte superior de la pila formada una muestra de escoria con el auxilio de la cuchara de almeja, evitando contaminar las muestras con escoria perteneciente a otras coladas. Luego de permitir algunos minutos de drenado, se volcó el material en la playa ubicada inmediatamente a continuación de las piletas de enfriamiento.
De cada pila se extrajo una muestra representativa, de aproximadamente 25-30 kilos, cuarteada mediante un partidor de Jones.
Por efecto del "soplado del horno'", las muestras se contaminaban con carbón vegetal. En particular, la escoria "principal'" se mostró más afectada pues la piquera casi enfrenta la pileta. Esta diferencia no se cuantificó, pero era notable a simple vista.
Se determinó el contenido de humedad retenida por las muestras de escoria extraídas del centro de las pilas, luego de permitir el drenaje durante 18 a 20 horas. Los valores obtenidos se muestran en la Tabla 1.
2.2. Tratamiento posterior de las muestras
Se examinaron visualmente las muestras y se detectó una excesiva contaminación con arrabio, el que se presentaba en forma aislada o unido a partículas de carbón vegetal o de escoria granulada. Por otra parte, el grado de contaminación no era regular.
De las 10 muestras extraídas, identificadas como A1, A2, A3, A4, A5, P1, P2, P3, P4 y P5 se pensó realizar un común representativo de todas ellas, pero la falta de uniformidad, fundamentalmente en el grado de contaminación, motivó la decisión de elegir las dos menos contaminadas para formar el común designado como ZAP.
2.2.1. Descontaminación de las muestras
Previo a la caracterización de la escoria granulada, fue neces.ario separar el carbón vegetal y el arrabio.
El carbón vegetal se separó parcialmente por tamizado, vía seca, sobre tamiz de 4,75 mm de abertura de ma 11 a.
143
La presencia de partículas de carbón con arrabio
adherido, unido a la elevada absorción del primero, impidieron la separación por flotación. El residuo de carbón se consideró despreciable en masa por su baja densidad.
La separación del hierro se realizó en forma manual con un imán permanente, con tantas pasadas como
fueron necesarias hasta que la masa de material magnético retenido en el imán fue despreciable.
Se determinó entonces el porcentaje de contaminación en masa, para la muestra con más contenido de hierro y la menos contaminada, arrojando los siguientes valores:
Muestra más contaminada: A2 y A4; la primera se descartó pues el operador del alto horno informó que correspondía a una escoriada con contenido anormal de hierro.
Material magnético: superior al 25 %
Muestra menos contaminada: de las muestras menos contaminadas, se eligieron dos, A5 y P5 para constituir un común denominado ZAP. su contenido de hierro se evaluó efectuando la separación del material magnético, previa trituración por rodillos, para liberar el arrabio de la
escoria.
Material magnético
8,8 %
Material no magnét .: 90,4 %
Material contaminado: 0,8 % (escoria contaminada con
hierro, no separados por la trituración en los rodillos.)
A los efectos de desarrollar un lu~'todo expeditivo que sirviera para detectar diferentes grados de contaminación con arrabio, se determinó el Peso de la Unidad de Volumen (PUV) suelto de las diferentes muestras. La influencia del contenido de hierro (Pe= 7,85) se pone de
manifiesto en el incremento del PUV (Fig. 1). Aunque el
método no mostró la sensibilidad deseada, es eficaz para
detectar rápidamente muestras con contaminación anormal.
2.3. Caracterización de la escoria granulada
La escoria granulada seleccionada, se caracterizó macroscópicamente, observándose partículas de diferente coloración.
2.3.1. Análisis mineralógico
El material se presenta en forma de partículas de tamaño arena gruesa, en tanto la parte más fina se produce como consecuencia de la partición de las primeras debido a su friabilidad.
144
Al microscopio, se observa una textura eminentemente vítrea que en algunos casos incluye partículas metálicas de forma esférica, óxidos de hierro y buroujas. Pueden ser incoloras, transparentes o translúcidas aunque también hay una cierta proporción de verdosas y blancas.
En el caso de partición, los bordes son irregulares y la fractura concoide. En las variedades blancas, son notorias las características de friabilidad y la estructura semejante a una pómez por su gran cantidad de poros.
2.3.2. Determinación del contenido de vidrio
Sobre una muestra ZAP molida, se determinó por conteo al microscopio el porcentaje de fase vítrea, encontrándose el siguiente resultado:
Vidrió .................... 93,2%
Partículas cristalinas .... 2,8% Partículas opacas ......... 4,0%
La caracterización mediante técnicas de difracción por rayos X (XRD) determinó la ausencia de partículas cristalinas; es decir, el contenido de partículas cristalinas de la muestra está por debajo del umbral de detección mediante esta técnica.
2.3.3. Análisis químico
Para no introducir errores apreciables, se descontaminaron las muestras antes de efecuar el análisis químico. Los resultados obtenidos se muestran en las Tablas 2 y 2 bis, donde también se informan los contenidos de hierro metálico obtenidos por análisis.
2.4. Preparación de los cementos mezcla
Para la preparación de los cementos mezcla se utilizó clínker de una empresa cementara ubicada a aproximadamente 70 km de AHZ en la localidad de Puesto Viejo, piedra de yeso y escoria granulada de alto horno descontaminada. En la Tabla 3 se muestra la composición química del clfnker empleado.
Se realizaron moliendas conjuntas, con contenidos nominales de O, 20, 35, 50 y 60 % de escoria, alcanzando finuras de 400 y 500 m2/kg Blaine.
En la Tabla 4 se puede ver la composición de los cementos mezcla preparados, las finuras alcanzadas y el tiempo necesario para alcanzar esas finuras.
145
En el siguiente cuadro se puede observar la dife-
rente molturabilidad de la escoria de AHZ cuando se la compara con una estudiada previamente (SOMISA), Fig. 2.
FINURA (m2/kg)
300 400 500
TIEMPO DE MOLIENDA
ZAPLA
SOMISA
3:20
2:15
6:15
4:05
12:00
8:00
Con las mezclas preparadas se moldearon probetas cúbicas de 50 mm de arista para evaluar la resistencia de los morteros a la compresión a las edades de 3, 7, 28, 91 y
180 días de acuerdo con la norma ASTM e 109.
Las proporciones del mortero y la granulometría de la arena utilizada (arena de Ottawa) se consignan en las Tablas 5 y 6 respectivamente.
Las probetas se desmoldaron a las 24 horas de moldeadas y se mantuvieron sumergidas en agua saturada con cal hasta la edad de ensayo. Los resultados obtenidos se resumen en la Tabla 7.
Para evaluar la hidraulicidad de la escoria, la
norma ASTM e 989 determina un "Indica de actividad de la
escoria" (S.A.I.), definido como el valor porcentual de la resistencia a la compresión a la edad de 28 días para un cemento mezcla que contenga 50 % de escoria con respecto al cemento portland normal de referencia.
Realizados estos cálculos, para la edad de 7 y 28 días y con las dos finuras, 400 y 500 m2/kg, se obtuvieron los valores de la Tabla 8.
2.5. Molienda conjunta y separada
Para simular la condición de mezcla de los componentes del cemento mezcla en el momento de elaboración del mortero (u hormigón), se realizó molienda separada, alcanzando con el clínker una finura de 400 m2/kg y con la escoria, finuras de 500 y 600 m2/kg. Se moldearon probetas
cúbicas de 50 mm de arista de acuerdo con ASTM e 109, las
que se mantuvieron sumergidas en agua saturada con cal hasta la edad de ensayo. La rotura a la compresión se realizó a las edades de 3, 7, 28, 91 y 180 días. Los resultados se consignan en la Tabla 9.
146
2.6. Conclusiones
Para alcanzar una finura determinada con la escoria de AHZ, se necesita mayor tiempo de molienda que para la escoria de SOMISA, lo cual puede atribuirse a su composición menos básica.
La contaminación con arrabio es alta y variable de colada en colada, siendo necesaria su eliminación antes de la molienda. Es conveniente hacer una premolienda a tamaño menor que 1 mm para liberar las partículas adheridas.
El análisis químico de las muestras señala una relación Si02/[Ca0 + MgO] superior a la deseable, desde el punto de vista de sus propiedades hidráulicas. El contenido de aluminio está dentro del rango aconsejado por la bibliografía. El contenido de alcalinos es relativamente alto, atribuible al uso de carbón vegetal y seria interesante estudiar su influencia. El resto de los componentes está dentro de los valores que presentan normalmente las escorias.
El grado de vitrificación es adecuado. Su relativamente bajo contenido en fase cristalina puede atribuirse a su composición química.
El porcentaje de agua retenida luego del drenaje se considera relativamente bajo, favoreciendo la posterior operación de secado.
Los valores de finura elegidos, 400 y 500 m2/kg Blaine, son adecuados para esta evaluación preliminar ya que una finura menor no hubiera arrojado valores satisfactorios en lo que hace a su actividad hidráulica. Esto se manifiesta en el Indica de Actividad de la escoria (S.A.!.). A la finura 500 m2/kg le corresponde un grado 80, casi en el límite con el grado 100 (70 para 7 días y 90 para 28 días).
Se observa un incremento muy importante en el desarrollo de resistencia cuando se pasa de finura 400 a 500 m2/kg, lo que se pone de manifiesto en forma más acentuada a la edad de 28 días. La resistencia a la compresión a 3 y 7 días para el cemento de referencia (O ~ de escoria) muestra valores menores para 500 m2/kg con respecto a 400 m2/kg; esto puede atribuirse a un problema de control en la molienda, ya que repetidos los moldeas para 500 m2/kg se obtuvieron resultados similares.
Es de interés señalar que, para 400 m2/kg, la resistencia a la compresión disminuye en forma regular a 3 Y 7 días con el aumento del contenido de escoria. Esto indica muy poca, si alguna, contribución de la escoria al desarrollo de resistencia, la que sí se manifiesta a 28 días. Para 500 m2/kg se observa que a 3 y 7 días la
147
3. EVALUACION DE LA ESCORIA GRANULADA MOLIDA EN LA PLANTA DE ALTOS HORNOS ZAPLA
3.1. Introducción
Ante el requerimiento por parte de Autoridades de AHZ de evaluar una escoria producida y molida en planta, que fue utilizada en algunos trabajos experimentales fuera del alcance de este estudio, se determinó su composicón química y contenido de hierro metálico, Tabla 11, y se evaluó su actividad hidráulica potencial a través del S.A.I. (ASTM C 109).
La Tabla 12 resume los valores de S.A.I. a las edades de 7 y 28 días. Algunas probetas se desintegraron durante el curado, hecho que se atribuyó a la presencia de hierro metálico, por lo que procedió a separarlo con un imán permanente, en forma manual. Los resultados obtenidos con esta escoria descontaminada se indican también en la Tabla 12; la densidad y la superficie específica fueron 2,91 g/cm3 y 310 m2/kg, respectivamente.
3.1.1. Conclusiones
El análisis químico muestra un nivel de contaminación con hierro superior a lo deseable. La oxidación y correspondiente expansión provocada en las primeras horas pudo haber sido la causa de desintegración de algunas probetas. Moldees realizados con la misma 'escoria desmagnetizada no presentaron este problema, arrojando mayor resistencia a 7 días, aunque el comportamiento a las edades de 28 y 91 días fue similar.
Los valores obtenidos son relativamente bajos, fundamentalmente si se los compara con escoria de igual procedencia evaluada en el punto 2.
4. CARACTERIZACION DE LA ESCORIA OBTENIDA CON LA CAJA DE GRANULACION
4.1. Introducción
De acuerdo con las recomendaciones dadas por el experto enviado por el Centro Internacional de Investigaciones para el Desarrollo, CIID, de Canadá, personal del Establecimiento Altos Hornos Zapla instaló la caja de granulación en la salida de la piquera de escoriado lateral. El decantador de arrabio previsto no fue construido, de modo tal que no fue posible eliminar la contaminación de la escoria con el hierro metálico.
149
Debido a inconvenientes en el funcionamiento del alto horno no se pudo realizar más de una experiencia, por lo tanto la granulación obtenida con esta caja muy probablemente pueda ser optimizada.
Por las circunstancias mencionadas anteriormente, no se justificó la realización de un estudio más extenso, tal como se tenia previsto efectuar.
4.2. Proceso de granulación
El proceso de granulación consiste en transformar la escoria al estado liquido, a una temperatura de alrede-
dor de 1400 e, en un material granular mediante el impacto
con un chorro de agua a alta presión, disminuyendo simultáneamente su temperatura a un valor cercano a la ambiente.
Como segunda etapa de este proceso la escoria debe ser separada del agua y transportada de la vecindad del alto horno hasta la playa de almacenamiento o despachad~ directamente mediante vagones o camiones.
Distintos procesos han sido diseñados para optimizar estas operaciones y también para disminuir la contaminación ambiental, producida por la emanación de vapores de agua, H2S, etc, que llevan a una disminución de visibilidad y a serios problemas de corrosión, además de crear condiciones de trabajo inadecuadas. Si bien estos problemas son considerablemente menores cuando la escoria es granulada que cuando es enfriada al aire, es aún posible una reducción de los niveles de contaminación a valores insignificantes.
La caja de granulación forma parte de uno de estos sistemas operativos (1) y se instala a la salida del canal de escoriado donde se produce el proceso de granulación. Su diseño permite dispersar la escoria liquida en pequeñas gotas que son rápidamente enfriadas y trans~a:tadas, mediante la inyección de agua a través de dos cor1juntos de pequeños orificios y una rendija horizontal. El caudal y presión de agua de alimentación de estos dos cc>njuntos pueden ser variados independientemente permitiendo así modificar el tamaño de los gránulos, densidad y grado de vitrificación.
En la figura 14 se muestra un esquema del sistema instalado, donde se puede apreciar que, fijado el caudal de agua de alimentación principal, el caudal y presión de alimentación a cada una de las cámaras de la caja de granulación puede ser controlado individualmente.
Se realizó la calibración del equipo y el personal del alto horno fue instruido por el experto canadiense, QLien dirigió la instalaión y puesta en marcha del equipo,
150
4.4.4. Análisis químico
Las muestras descontaminadas se molieron en molino a bolas hasta una finura de 340 m2/kg aproximadamente. Se determinó la composición química, incluyendo el contenido de hierro metálico. Los resultados se muestran en Tabla 15 donde se puede observar el incremento en el contenido de Si02, la disminuciór. del cao y un valor anormalmente alto de los alcalinos totales, expresados como Na20.
4.4.5.
Contenido de fase vítrea y difracción por
rayos X.
Se determinó el contenido de fase vítrea por conteo al microscopio y se realizó una difracción por rayos X. Los resultados se indican en Tabla 16.
Resultados de la difracción por Rayos X (XRD):
Muestra BB: Abundante material amorfo y muy escasa presencia de partículas cristalinas.
Muestra ce: El contenido de partículas cristalinas es
inferior al umbral de detección por este Método.
Microfotografía:
En las Figuras 15 y 16 se puede observar la
microfotografía de las muestras 88 y ce con distintos au-
mentes. Las muestras corresponden a la fracción entre 1000 y 590 um.
4.4.6. Molturabilidad
Se realizó una molienda hasta 500 m2/kg, obteniendo muestras parciales para evaluar la molturabilidad de ambas escorias. Los resultados se resumen en Tabla 17.
4.4.7. Conclusiones
Prescindiendo de la contaminación presente en ambas muestras, la escoria procesada mediante la caja de granulación presenta una mejor distribución de tamaños y mayor tamaño medio, como indica su módulo de finura.
La escoria granulada con la caja de granulación tuvo menor porcentaje de fase vitrea, lo que podría manifestarse como una menor actividad hidráulica potencial. Este hecho puede atribuirse a causas diferentes del enfriamiento propiamente dicho, tales como composición química y temperatura de la escoria.
152
Las ventajas que aportó el nuevo equipo, aún en
,0tapa de calibración y optimización en su operación, se tradujeron en una mejor molturabilidad de la escoria, lo que permitiría ahorrar energía en la molienda.
4.5. Propiedades mecánicas
4.5.1.
Resistencia a la compresión
Se realizaron moldeos de acuerdo con la norma
ASTM e 109 (cubos de 50 mm de arista) para determinar la
resistencia a la compresión a diferentes edades. En la
Tabla 18 se resume el plan de ensayos efectuados. El esque-
ma se repite para ambas muestras, BB y ce.
En las Tablas 19 y 20 se indican los resultados obtenidos ha~~~ la edad de 91 días. Se calcularon valores porcentuales relativos al cemento control ( 100 % CPN) para cada edad, los que se consignan en Tablas 21 y 22.
Con el valor de la resistencia a la compresión a
las edades de 7 y 28 días para el cemento patrón (100 % CPN), y con el valor correspondiente al 50% de remplazo de cemento por escoria se determinó el índice de actividad, (S.A.!.) de ambas escorias. Los resultados se indicQn en Tabla 23.
4.5.2.
Conclusiones
Los valores de resistencia distintas edades y finuras son del obtenidos para la escoria granulada existente en AHZ.
a la compresión para mismo orden que los con el procedimiento
La influencia de la mayor finura de molido se hace ~vidente en los resultados a 28 días y se acentúa a 91 días. Las diferencias se incrementan para contenidos de escoria del 50 y 60 %, en cuyos casos se supera a las mezclas con mayor contenido de cemento portland.
Idénticas conclusiones se extraen del análisis de los Indices de Actividad (S.A.I.) a 7 y 28 días.
5. MORTEROS PARA ALBANILERIA
De acuerdo con las experiencias obtenidas con la
escoria de Somisa, en lo que respecta al diseño de cementos para elaborar morteros para albañilería, se ensayaron distintas proporciones de la mezcla ternaria: escoria granulada molida- cemento portland - cal aérea hidratada en polvo.
153
Se utilizó la escoria granulada mediante el sistema preexistente en Zapla, molida en los laboratorios del .rJTI. Por tratarse de una evaluación preliminar, ésta se liMitó al estudio de la evolución de la resistencia a la flexión y compresión en función de la edad, para distintos ~ontenidos de cal aérea. El contenido de cemento de las me:clas se mantuvo constante.
La dosificación utilizada para los cementos de 1LaRileria y los respectivos morteros se esquematiza en la l~bla 24 y la granulometrfa de la arena, en la Tabla 25.
Se ajustó el contenido de agua de manera de mantener constante el extendido en 110 +/- 5 %. Se moldearon probetas prismáticas de 4 x 4 x 16 cm, las que se mantuvieron 48 horas en el laboratorio antes de ser desmoldadas. El curado se proporcionó sumergiendo las probetas en agua saturada con cal, a una temperatura constante de 23 +/- 2"C hasta la edad de ensayo. Se ensayaron a la flexión (carga en el centro) y a la compresión. Los valores de resistencia obtenidos se indican en Tabla 26.
Se utilizó la misma dosis de aditivo que para la escoria de SOMISA pero, al determinar posteriormente el contenido de aire incorporado, se observó que éste era insuficiente. Este comportamiento se atribuye a la presencia de carbón no eliminado en forma manual en el proceso de descontaminación. Para alcanzar el nivel de aire deseado (18 %), fue necesario duplicar la dosis del aditivo.
5.1. Conclusiones
El comportamiento al estado fresco es satisfacto-
rio.
Los resultados indican escasa actividad de la ~scoria a corta edad, pero el comportamiento mejora a 28 dias y más aún a 91 días. Es evidente la necesidad de proiongar el curado húmedo.
La presencia de carbón aumenta la dosis de aditivo necesaria para lograr una correcta incorporación de aire. Es probable que este hecho se reitere para otros aditivos de uso corriente en morteros y hormigones, pero sería conveniente realizar los ensayos correspondientes en cada caso.
154
6. CONCLUSIONES GENERALES
La escoria producida por Altos Hornos Zapla puede ser utilizada como material potencialmante cementicio, ya sea para la obtención de cemento de escoria, por molienda c~njunta, o como adición hidráulicamente activa en obra, con una finura adecuada. Para que esto pueda ser implementado satisfactoriamente este material debe ser considerado como un coproducto del arrabio que se produce simultáneamente.
Es necesario tener una carga definida para el alto horno y efectuar el control de cada colada mediante análisis químico y medición de temperatura, de modo tal que se pueda asegurar la uniformidad en las características de la escoria producida.
Se debe mejorar la separación de la escoria y el arrabio y eliminar la mayor parte de éste, intercalando una trampa antes de la granulación de la escoria ya que de esta manera se reduce el costo de la separación magnética y se incrementa la producción de metal del horno.
Es conveniente poder eliminar aquellas escorias que por razones circunstanciales, baja temperatura, alta contaminación, etc, no tengan la calidad adecuada, desviándolas a otra fosa o vagón termo, de modo tal de no disminuir la calidad promedio de la escoria producida.
La finura de esta escoria debería estar comprendida entre 400 y 500 m2/kg, en función de los niveles de reemplazo y aplicaciones que se le quiera dar. Una finura menor no permite desarrollar todo su potencial hidráulico, mientras que una mayor finura incrementaría el costo de molienda sin una ventaja proporcional.
El nivel de sustitución de cemento portland normal por esta escoria puede llegar hasta el 60 %, dependiendo esto del grado de molienda, cemento portland con el cual se incorpore y requerimientos de la obra.
La escoria puede ser utilizada para la fabricación de cementos de albañilería, pero, principalmente en este caso, como en el empleo en remplazo parcial de cemento portland normal, se deben cuidar las condiciones de curado ya que el desarrollo de resistencia es lento a las primeras edades pero importante a largo plazo.
Se recomienda el empleo de esta escoria en fábrica de premoldeado con corado acelerado y en obra con un buen control de calidad.
Es conveniente profundizar y extender los estudios sobre esta escoria una vez implementadas las acciones ,~~~~geridas anteriormente.
155
REFERENCIAS: (1) Arthur W. Cooper, M. Solvi, M. Carmes. "Blast furnace slag granulation" Iron and Steel Engineer, 46-52, Ju1y
1986.
(2) Arthur W. Cooper, "Informe Interno", Noviembre 1990, Manager Engineering Services, Paul Wurth Ltd, Hamilton, Ontari o, Canadá.
156
Tabla 1: Humedad retenida por la escoria granulada
Muestra 1 2 3 4
Humedad retenida % 7,8 7,4 7,4 8,7
Tabla 2: Análisis qufmico de muestras P1, P2, P3, P4 y PS en g/100g
Composición
P1
P2 P3 P4
PS
Residuo insoluble Dióx. de silicio (Si02) ox. de aluminio (Al203) ox. de hierro (Fe203) Ox. de manganeso (Mn203) ox. de calcio (CaO) Ox. de sodio (Na20) Ox. de potasio (K20) Ox. de magnesio (MgO) Trióx. de azufre (S03) Pérdida por calcinación
1:Alcal1.nos totales
2,54 2,77 2,76 1 '29 3,42 38,3 39,2 38,5 40,3 40,9
14,4 13,4 14,0 14,0 13' 6 0,65 0,65 0,64 0,52 0,39
1 'o 1 1 '36 1 '27 1 '08 1 ' 15 36,9 36,6 36,4 37,2 37,4
0,31 0,40 0,31 0,35 0,28
1 '63 3,38 o' 15 1, 00
1 '88 3,81 0,05
o' 18
1 '82 3,56
o. 16
0,85
1 '66 3,50 0,04
o' 12
1 '30 4,00
o' 17
o' 17
1 '38 1, 64 1 '51 1 '44 1 , 13
H·i erro metá 1i co
13,0 11 '8 6,71 7,25 7,55
157
Tabla 2 bis: Análisis quimico de A1, A3, A4, AS y ZAPen g/100g
Composición
Residuo insoluble Dióx. de silicio (SiC~) Ox. de aluminio (Al203) Ox. de hierro (Fe203) ox. de manganeso (Mn203) Ox. de calcio (CaO) ox. de sodio (Na20) ox. de potasio (K20) ox. de magnesio (MgO) Trióx. de azufre (503) Pérdida por calcinación
Alcalinos totales
Hierro metálico
A1
A3 A4 AS ZAP
6,06 3,42 3,73 2,68 4,89 35,6 38' 1 38' 1 39,1 36,7 13,7 13,8 14,2 13,2 13,3
0,68 0,43 0,53 0,41 0,44
1 '29 1 ' 17 1 ' 19 1 ' 13 1 ' 13 36,7 37,3 36,9 38,6 38,6
0,30 0,29 0,31 0,26 0,26
1 '72 1 '48 1,73 1'23 1' 17 3,50 3,41 3,44 3,69 3,75 0,03 0,07 0,06 0,07 0,07 0,54 0,58 0,39 0,50 0,29
1 '43 1'26 1'46 1'07 1'03 18,9 8,0 26,8 7,86 8,62
Tabla 3: Análisis quimico del clinker
Composición
g/100g
Residuo insoluble Dióxido de silicio (5i02) Oxido de aluminio (Al203) Oxido de hierro (Fe203) Oxido de calcio (CaO)
Oxido de sodio (Na20) Oxido de potasio (K20) Oxido de magnesio (MgO) Trióxido de azufre (503) Pérdida por calcinación Oxido de calcio libre (CaO)
0,23
21 '4 4,37 3,56
62,8
o' 18 0,36 2,94 2, 12 1, 66 0,20
Alcalinos totales (Na20 + 0.668 K20) 0,41
158
Tabla 4: Composición y finura de los cementos mezcla
Ident. Z400
Ese.
~
---
Clink.
~
96,0
Yeso
~
4
Finura m2/kg
400
Tiempo molienda h :min
Z420 19,2 76,8 4
400
4:45
Z435 33,6 62,4 4
400
Z450 48,0 48,0 4
400
4:40
Z460 57,6 38,4· 4
400
Z500
--- 96,0 .4
500
5: 1o 8:30 (*)
Z520 19,2 76,8 . 4
500
Z535 33,6 62,4 4
500
Z550 48,0 48·, o 4
500
0:50
Z560 57,6 38,4 4
500
6:20
(*) Para esta muestra no se retiró la mitad de la carga como para las demás; se agregaron cylpebs al alcanzar una finura de 400 m2/kg .
Tabla 5: Composición del mortero ASTM e 109
Cemento Agua
Arena de Ottawa
Razón a/c (*)
500 g
242 g 1375 g 0,485 g
(*) con "e" se designa al material cementicio, cemento portland (clfnker + yeso) o cemento mezcla (cemento + escoria)
159
Tabla 8: Indica de Actividad de la Escoria (SAI)
Edad (d) 7 28 '
S. A. I .
400 m2/kg 500 m2/kg
41
69
66
87
Tabla 9: Resultados de resistencia a la compresión de morteros obtenidos por molienda separada
Finura Contenido
{m2/kg) de escoria
35 % 500
50 %
35 % 600
50 %
Resist. a la compresión (MPa) 3d 7d 28d 91d 180d
11 '4 19,4 38,3 44,5 50,7 7,5 15,7 35,8 46,4 61 '9
11 '4 19,4 39,1 52,2 54,2 8,4 14,9 43,8 57' 1 66' 1
Tabla 10: Resistencia a la compresión e Indica de Actividad de la Escoria con cementos de diferente origen
Cemento Portland normal
ZPV
ZL
ZY
'
Edad (d)
7
28
7
28
7
28
Resistencia (MPa) 11 '9 24,3 8,8 33,0 11 '4 31 '9
S.A.!.
41 61 25 80 45 90
161
Tabla 11: An411a1a qufm1co de la aacor1a mol1da an Planta de A.H.Z., en g/100g
Residuo Insoluble Dióxido de Silicio (Si02) Oxido de aluminio (A1203) Oxido de hierro (Fe203) Oxido de manganeso (Mn203) Oxido de Calcio (CaO) Oxido de Sodio (Na20) Oxido de Potasio (K20) Oxido de Magnesio (MgO) Trióxido de Azufre (S03) Pérdida por Calcinación
0,98 39,2
9,84 3,68 1 t 86 36,4
0,67
1 t 77
3,67
0,33
3,42
Alcalinos totales, equiv. en Na20 1,73
Hierro metálico
5,39
Observaciones: El análisis químico fue realizado sobre muestra libre de hierro metálico.
Tabla 12: Determinación del Indica da Actividad de la Escoria molida en Planta en A.H.Z.
a) Muestra original, sin tratamiento alguno
Edad 50 % escoria
CPN
S.A. l.
7d
7,6 MPa
22,2 MPa
34
28 d
16,8 MPa
32,6 MPa
51
91 d
29,4 MPa
38,9 MPa
76
b) Muestra desmagnetizada
Edad 60 % escoria
CPN
S.A.I.
7d
8,8 MPa
20,0 MPa
44
28 d
.16' 7 MPa
(*)
51
91 d
27,6 MPa
37,4 MPa
74
(*) El valor obtenido no se considera representativo, por lo que se utiliza el resultado de la muestra patrón del grupo anterior (32,6 MPa) para al c41cu1o del
S.A. I.
162
Tabla 13: Análisis granulométrico de las muestras de escoria granulada
% Retenido acumulado
Tamiz Abertura Muestra BB Muestra CC
#
(mm)
4 8 16 30 50 100 Fondo
4,75 2,36 1 , 18 0,600 0,300
o' 150
0,5
9,2 47,4 90,0 97,3 99,3
100,0
0,0
2,9 32,0 82,3 94,8 98,9 100,0
M.F.
3,43
3, 11
Tabla 14: Porcentajes en masa de contaminación
% de carbón % de hierro
Muestra BB 1 , 58
20,0
Muestra ce
1 '59 13,6
Tabla 15: Análisis químico, en g/100g
Composición
Muestra
ss
ce
Residuo Insoluble
0,32
Dióxido de Silicio (Si02)
43, 1
Oxido de aluminio (Al203)
10,0
Oxido de hierro (Fe203) Oxido de manganeso (Mn203)
1 ' 17
1 , 71
Oxido de calcio (CaO)
34,7
Oxido de sodio (Na20)
0,66
Oxido de potasio (K20) Trióxido de azufre (S03)
2,35
o, 12
Pérdida por calcinación
0,32
Oxido de magnesio (MgO)
5,30
Alcalinos totales, equiv. en Na20 2,21
0,52 42, 1
9,91 1, 59 1 , 59 33,0
1 '06 3,90
o, 14
0,37 4, 94
3,63
Hierro metálico
0,48 0,78
163
Tabla 16: Valores obtenidos por microscopía óptica
Fase
Vidrio Cristalinas Semi cristalinas Opacos Total
Identificación
BB
ce
87,9
93,8
1,5
0,3
1,6
0,7
9,0
5,2
100,0
100,0
Tabla 17: Molturabilidad comparada de ambas escorias (BB y CC)
Escoria BB
Tiempo de molienda
h:min
Finura Blaine
m2/kg
2:00
238
3:00
308
4: 15
371
4:45
390
5:05
410
6:30
440
8:05
497
Escoria ce
Tiempo de molienda
h:min
Finura Blaine m2/kg
2:00
234
3:00
307
4: 15
359
5: 15
396
6: 15
425
8:30
457
9:45
500
Tabla 18: Esquema de variables y niveles evaluados
Finura de molido (m2/kg) Contenido de escoria (%) Edad de ensayo (días)
400 y 500 O, 35, 50 y 60 7, 28, 91
164
Tabla 21: Resultados de la resistencia a la compresión en morteros, para la escoria "CC", valores porcentuales. (100 % para el CPN a la edad correspondiente
Escoria
%
Finura Blaine (m2/kg)
o
.......... -~
35
300 400 500
400 50
500
400 60
500
* Valor dudoso
Resistencia Porcentual
7d
28 d 91 d
100
69,6 77,5
100 91 '9 102,7
100
---
129,0
94' 1*
53,9
79,4 11 9' 1
52,9 100,3 131 '7
42,6
83,4 114' 1
53,4 103,4 138,7
·rabla 22: Resultados de resistencia a la compresión en mortero para la escoria granulada BB (Caja de Granulación), valores porcentuales (100% corresponde al CPN a la edad correspondiente)
... ~,.·--
Escoria
%
<
o
35
---
50
~."--------·-~-·-e~~.
'
60
....\_ • •~ .,.. <.w-·,
Finura Blaine (m2/kg)
300
Resistencia Porcentual
7d
-
100
28 d 100
91 d 100
400
64,7
94,6 117,0
500
74,0 102,0 122,0
400
49,0
77,7 108,8
500
51' 5
91 '9 123,5
-
400
33,8
68,9 102,6
500
44,1
85,5 129,0
·------- -- ..... .. ''""' -'. --··----------···---·--·---·...
-- .t1~ 23: Valores de resistencia a la compresión para el cemento patrón y S.A.I. de las escorias.
-.-.,-
~- E.se.~ % -··
1o
50
[\_\_
Finura (m2/kg)
300
400
500
Edad (di as)
7 28
7 28
7 28
Resistencia Compr. (MPa)
20,4 29,6
10,0 11 t o
23,0 23,5 10,5 10,8 27,2 29,7
S.A.I.
BB
ce
Control
49
54
78
79
51
53
92
100
Tahla 24: Dosificación en masa de cementos y morteros de albañileria
Denominación
AZ-15
AZ-20 AZ-25
'-··-
% CPN % EAHGM % CAL
15
70
15
15
65
20
15
60
25
Cemento Alb.
AZ-15 AZ-20 AZ-25
"-···
Arena (g)
1500
1500
1500
Agua Aditivo (cm3) (cm3)
290
9
305
9
310
9
167
Tabla 25: Granulometría de la arena utilizada (!RAM 1679)
Fracción Tamiz
#
20 - 30
30 - 50
50 - 100
Masa
(g)
750 540
210
Tabla 26: Resistencia a la flexión y compresión a las edades de 7, 28 y 91 días (MPa)
Identif.
AZ-15 AZ-20 AZ-25
Resistencia
Resistencia
a la flexión (MPa) a la compresión (MPa)
7d 28d 91d
- -·
7d
28d 91d
2,3 4,7 5,5 7,7 20,4 25,8
2, 1 4,4 4,9 7,0 17,6 23,2
1 '9 4,2 4,9 6,5 16,2 21 '9
168
PUV
kg/m 3 1400
1300
1200
+
1100
+ +
10
15
20
25
30
Contenido de hierro (%}
Fig. 1: M.-usa de la unidad de volumen en función del porcentaje de ancho e11 la escoria.
Sp ~~g ~------------------------------------------------------~
500
G ZAPLA
400
•
300
o
3
6
9
12 Tiempo {h}
Fig. 2: Superficie específica e11 función del tiempo de molieuda para las escorias de
SOMISAy Altos Hornos ZAPLA
16 9
(rv\\Pa)
40
30
+
20
~:
10
~~
+ 0% Escoria o 20% "
• 35% "
o 50% " • 60% "
Sp =400m 2 fkg
3
7
28
91
180
Edad (días)
Fig. 3: Resiste7tcia a la compresióu para distÍ7ttos contenidos de escoria en función de la edad. Superficie espedfica 400 ml !kg.
170
R
(MPa}
50
40
30
20
'10
•
+ 0% Escoria
~. 20%
"
• 35% "
13 50%
"
• 60% "
Sp = 500 ml /kg
3
7
28
91
180
Edad (días}
Fig. 4: Resistencia a la compresión para distimos co11tenidos de escoria en función de la edad. Superficie espectfica 500 m 2 !kg.
17 1
!{
MPa 70
60
50
40
30
20
10
Escoria. 35 Ofo
• Sp : 500 m1 /kg o Sp : 600 ml/kg
7
28
Q.l
180
Edad (días)
Fig. 7: Resistencia a compresión de morteros obte11idos por molie1tda separada, en función de la edad, pam 35 %de esco1'ia y ftmu·a 500 y 600 ml !kg.
173
R MPa r-------------------------------------------------------------~
10
o
60
so
•
40
30
Escoria . 50 % • Sp : 500 m2 / kg
o Sp : 600 m2 fkg
20
10
o•
3
7
28
91
180
Fig. 8: Resistencia a compresión de morteros obtenidos por molienda separada, e1t función de
la edad, para 50% de escoria y finura 500 y 600 m 1 /kg.
174
Sp
\_\_\_\_\_\_.. 5m00lnr------------------------------------------------.----------------------•
400
-'-1
U1
300
• Escoria CC • Escoria BB
200
2
3
4 ..
5
6
7
8
9
Tiempo de molienda {h)
Fig. 9: Superficie específica en funcióu del tiempo de molie1tda para la escoria grmzulada normalmente (CC) y con la a caja de gra1tulación (BB).
Re (MPa)
•
40
30
20
•
•
10
{!]
• O Ofo Escoria
• 35 Ofo " 0 50 Ofo " [!) 60 Ofo "
Sp: 400 mz /k~
7
28
91 Edad (días)
Fig. 10: Resistencia a la compresión para disti11tos niveles de reemplazo, escoria granulada 1zormalmente (CC), en función de la edad. Finura de la escoria 400 nz2 !kg.
176
j(.¡\_
(f"t!¡p ú) r - -----
40
20
• 0% Escoria • 35% "
0 50% " 1!1 60% "
Sp: 500 ml /kg
7
28
91 Edad (días)
Fig. 11: Remi.<:acia a la compresión para distintos niveles de reemplazo, escoria granulada normalmente (CC), en función de la edad. Finura de la escoria 500 m 2 !kg.
17 7
Re MPa.
40
30
20
10
• 0% Escoria
.... • 35% ..
(!) 50 "'o G 60%
Sp . 500 ml/kg
7
28
91 Edad (días)
Fig. 13: Resistencia a la compresión para distintos niveles de reempJazo, escoria obtenida co11 la caja de granulación (BB), en funcrón de la
edad. Finura de la escoria 500 ml /kg.
17 9
-' O)
11
o
~
1. Caja de granulación. 2. Canal de escoria líquida. 3. Canal de escoria fría 4. Válvula principal. 5. Válvula cámara superior.
Fig. 14: Esquema de instalación de la caja de granulación.
6. Válvula cámara inferior. 7. ·Manómetro cámara superior. 8. Manómetro cámara inferior. 9. Placa orificio. 1O. Manómetro.
ASPECTOS ECONOMICOS Y ECOLOGICOS ASOCIADOS AL EMPLEO DE EAHGM
RESUMEN
Se analiza la incidencia del consumo de energia en la construcción, observándose las ventajas del empleo del cemento con respecto a otros materiales.
Se describe el proceso de obtención de cemento y se estima la diferencia en el consumo de energia entre este material y la EAHGM, teniendo en cuenta todas las variables invoiucradas.
Se compara las ventajas relativas del empleo de la escoria de alto horno como material potencialmente cementicio con respecto a otros empleos.
Se tiene en cuenta también aspectos ecológicos y económicos asociados como costo de movimiento de material, deterioro de equipos por corrosión, etc. De este balance surgen cl~ramente las ventajas de granu1ar las escorias de alto horno y de su empleo en la construcción en remplazo parcial de cemento portland.
El costo de la energia · influye fuertemente en el costo final del cemento; esta razón y el incremento constante en el precio de los combustib1es han impulsado el uso de adiciones activas como las escorias de alto horno en remplazo parcial de cemento.
183
En el caso.de la escoria de alto horno granulada, su capacidad potencialmente hidráulica se conocfa desde 1862 y desde mediados de la primera mitad de siglo fue empleada en impo;·tantes obras de interés ingenieril, principalmente en Europa e inclusive en Japón (3).
2. EVALUACION DEL CONSUMO DE ENERGIA EN LA PRODUCCION DE CEMENTO
En principio las plantas de cemento se instalan en las cercanías de los yacimientos de caliza, ya que ésta es la materia prima más importante y la disponibilidad de arcillas en general no representa un problema. En el proceso de fabricación del cemento hay una reducción muy importante de masa, por lo menos del 44 % que corresponde a la descomposición de la caliza, de acuerdo con la siguiente reacción:
CaC03
cao + co2
Como consecuencia resulta más económico transportar el producto final a los lugares de consumo, que instalar las plantas cerca de los mismos.
El proceso de fabricación del cemento comienza con la extracción mediante explosivos de los minerales, calizas y arcillas de las canteras y finaliza con el envasamiento y despacho del cemento, de acuerdo con la secuencia del Cuadro Nro. 1.
Podemos comparar el diagrama del cuadro anteriormente mencionado con el correspondiente a una planta de molienda de escoria; cuadro Nro. 2.
El consumo de energfa de las distintas operaciones y procesos que intervi~nen en la fabricación del cemento no tienen un valor único ya que dependen fundamentalmente de la tecnologfa utilizada, capacidad de producción, antigüedad de la planta, etc. Sin embargo, estos valores pueden acotarse perfectamente. Se observa una constante declinación en los consumos específicos, tendencia que también se aprecia en nuestro país, (4) cuadro Nro. 3.
A los fines de simplicidad para el cálculo del consumo de energía, dividiremos el proceso de fabricación del cemento portland normal en tres partes: la primera, desde la extracción de las materias primas en las canteras hasta la obtención del crudo o harina, la segunda parte corresponde al proceso de clinkerización y la tercera, a la de molienda del clínker y despacho del producto final.
Los requerimientos de energía para la primera etapa, Cuadro Nro. 4, difieren si el proceso es por vía húmeda o
185
seca; se estima que el procesamiento de los materiales representa en prbmedio cerca del 10 % de la energía total para la elaboración del cemento (2).
El proceso de calcinación del crudo o harina en los hornos de clinkerización consume alrededor del 83% de la anergfa total, de esta cantidad 80% corresponde al consumo
de combustible del horno.
El cálculo teórico de la energía necesaria para producir 1 kg de clinker es de 420 kcal (1.758 kJ), pero si
tenemos en cuenta que en el proceso real hay pérdidas de energía prácticamente imposibles de eliminar, por ejemplo el clfnker no puede ser enfriado a temperatura ambiente recuperando toda la energia almacenada por el mismo, el valor estimado está entre 2.360 kJ/kg clfnker y 2.790 kJ/kg
clínker según el tipo de horno. A estos valores hay que sumarle otras pérdidas, por ejemplo el calor de los gases Ge combustión, radiación, etc., que dependen del equipa-
miento utilizado, condiciones de trabajo, capacidad de procesamiento, etc.
En general el proceso de clinkerización puede ser por vía seca o húmeda, con distintas variantes dentro de cada
uno dirigidas a un mejor aprovechamiento energético.
La diferencia entre ambos procesos está basada en la alimentación del crudo como un polvo o como una pasta, con
una humedad del orden del 35 %. Actualmente predomina la utilización del proceso por via seca con el sistema de
precalentamiento en suspensión.
En el cuadro Nro. 5 se resumen los valores promedios
estimados para distintos procesos, se puede observar que el valor de 4.186 kJ/kg clinker es muy próximo al calculado para nuestro país, de acuerdo con la producción y el consu-
mo de combustible en 1989, cuadro Nro. 3, por lo cual tomaremos este valor para nuestros cálculos.
La etapa final del proceso de fabricación de cemento
corresponde a la molienda fina del clínker con la adición
de alrededor de 4 % de yeso; el material obtenido es ensilado, homogeneizado y despachado a granel o embolsado.
Distintos factores influyen en el consumo especifico
de energía para la molienda del clínker o la escoria. Por
un lado debemos tener en cuenta la tecnología empleada para la molturación, en la que predomina el uso de molino a
bolas a pesar de la tendencia creciente en el empleo de los molinos a rodillos, (roller mill).
En cuanto a la eficiencia de los molinos a bolas, Jos
factores que afectan su rendimiento son la capacidad de
molienda, el número de revoluciones óptimo en función del
diámetro del molino, tamaño, tipo y cantidad de los cuerpos
moledores, relación largo/diámetro del
molino,
186
aproximadamente 480 km, podemos estimar que el acortamiento de la distancia, utilizando la escoria producida por SOMISA, es en promedio de 240 km.
El requerimiento de energia para el transporte de cemento por camión, medio por el cual se transporta el 81 % del cemento producido en el país (4), ha sido estimado en 1,5 kJ/kgkm según la información bibliográfica (2), pero suponiendo un transporte con semiremolque a granel se ha estimado un consumo de 0,37 kJ/kgkm que para 240 km representa un ahorro de energia de 89 kJ/kg.
En el cálculo anterior no se han tenido en cuenta otros factores concurrentes como conservación de caminos, ya que se trata de tránsito pesado, amortización de equipos, etc.
4. AHORRO ENERGETICO Y EVALUACION ECONOMICA
Con los valores anteriores podemos estimar los consumos de energia especificas para la obtención de cemento portland normal y escoria de alto horno granulada molida, obteniéndose los valores que se indican en el Cuadro Nro.
6.
Si se utilizara toda la producción de escoria de los altos hornos, que en total representa 537.000 t/año y considerando que el alto horno Nro. 2 de SOMISA granule la escoria que actualmente enfría el aire, el ahorro de energía total, si esta escoria se utilizara ·en reemplazo parcial de cemento portland, seria de prácticamente 2.600.000 GJ, equivalente a 59.150 t fuel oil por año, considerando un calor de combustión de 43.953 kJ/kg para el fuel oil.
En términos económicos este ahorro en combustible representa alrededor de 9.500.000 U$S anuales, considerando para el fuel oil un precio de exportación de 160 U$S/t.
Los valores anteriores deben considerarse de mínima ya que no se tuvo en cuenta la reducción de costo~ correspondientes a la diferencia en el orden de magnitud entre la complejidad de producir una tonelada de cemento portland normal y una tonelada de escoria granulada molida, fundamentalmente en equipamiento, instalaciones, mano de obra, centro 1, etc.
189
5. OTROS USOS PARA LA ESCORIA DE ALTOS HORNOS
El ahorro energético y las ventajas económicas calculadas anteriormente deben compararse con las otras alternativas de uso de la escoria producida en los altos hornos.
La escoria de altos hornos granulada, es decir con propiedades hidráulicas latentes, tiene una granulometria similar a la de una arena gruesa, módulo de finura, mayor de 3, pudiéndose utilizar por lo tanto como agregado fino en morteros y hormigones. Los ensayos de laboratorio realizados con este fin demostraron que los requerimientos de agua se incrementan con respecto a los de una arena gruesa u ''oriental", esto se puede atribuir a una mayor porosidad y rugosidad que afecta negativamente la trabajabilidad. No se observó ninguna ventaja en cuanto al desarrollo de resistencia.
Otros empleos posibles de la escoria granulada es pctra el mejoramiento de suelos destinados a la agricultura y en la estabilización de suelos para caminos vecinales o en capas estructurales de pavimentos flexibles.
Además de las aplicaciones anteriormente mencionadas existen otras posibilidades de uso de las escorias granuladas, por ejemplo, prefiltro en drenajes, como aporte de calcio en alimentos balanceados, etc., pero solamente podrian representar un porcentaje muy reducido del volumen total de la escoria disponible.
La escoria de alto horno enfriada al aire, triturada y clasificada es utilizada como agregado grueso en hormigón, en la construcción de bases y sub-bases, concretos asfálticos y sellados superficiales, balasto para ferrocarril, rellenos, etc. En general podemos decir que puede reemplazar a la piedra partida en la mayor parte de los casos de empleo de este material.
Una alternativa muy interesante, no muy extendida y no empleada en nuestro pais es la peletización o expansión de la escoria, proceso desarrollado originariamente en Canadá por la National Slag Ltd. de Hamilton y que fuera implementado en Francia como Proceso Galex. Como el enfriamiento es relativamente rápido, ayudado por inyección de agua, las particulas más finas tienen estructura vitrea y por lo tanto poseen propiedades similares a la escoria granulada.
El uso más apropiado de la escoria peletizada es como agregado liviano para hormigones, en reemplazo de arcilla expandida u otros materiales de origen natural.
Desde el punto de vista económico cualquiera de los empleos de las escorias de altos hornos mencionados anteriormente representan un valor económico muy inferior a su
190
utilización como material potencialmente hidráulico; asi por ejemplo la relación entre el precio del cemento portland normal y el de la piedra partida están en una relac~ón superior de 10 a 1. Si bien la zona de influencia de la planta de SOMISA, donde uno de los altos hornos produce escoria enfriada al aire, no dispone de agregados naturales y este podria ser un argumento en favor de la producción de este material, como vimos anteriormente, también el cemento debe ser transportado de las zonas proveedoras de la piedra partida, dándose por lo tanto, en lo que hace al transporte, una situación similar.
6. ASPECTOS ECOLOGICOS
Por último, pero no menos importante, es necesario analizar los aspectos ecológicos asociados con los distintos métodos de procesamiento de la escoria liquida que se produce en un alto horno.
La escoria granulada se produce por el enfriamiento brusco de la escoria liquida y de acuerdo con la técnica empleada, por ejemplo en SOMISA y Altos Hornos Zapla, queda sumergida en agua, alcanzando de este modo una temperatura muy próxima a la ambiente a los pocos segundos de su evacuación. En este proceso se produce un gran volumen de vapor de agua y también la formación de dióxido de azufre y posiblemente vestigios de sulfuro de hidrógeno. Esta producción de gases y vapores dura el tiempo de escoriado y se utilizan distintas técnicas para raducir la contaminación ambiental, incluso el reciclado del agua de enfriamiento.
Uno de los problemas más serios que producen estos gases, desde el punto de vista económico, es la corrosión de equipos e instrumental cercanos al alto horno.
En el método de enfriamiento al aire la escoria li-
quida, a una temperatura de alrededor de 1500 ·e, se acumu-
la en una superficie limitada por dos paredes y se deja enfriar por conducción y radiación. Este proceso de enfriamiento es lento y se ayuda con un rociado de agua, que además permite el resquebrajamiento de la masa sólida, que se retira con una topadora de carga frontal cuando la temperatura disminuye lo suficiente.
Durante este proceso se produce la emanación de gases sulfurosos, vapor de agua y la radiación de calor, en forma prácticamente constante ya que por la lentitud del enfriamiento se debe trabajar alternativamente con dos fosas de escoriado.
Las posibilidades técnicas para reducir esta contaminación son prácticamente imposibles de implementar y las operaciones involucradas en el manejo de esta escoria son
19 1
mucho mas engorrosas y probablemente más costosas que en el caso de la escoria granulada.
Finalmente debemos considerar el proceso de expansión peletización de la escoria o proceso Galex; en este caso ~: problema más serio que se presenta es la formación de la~a de vidrio, peligrosa para los operarios y dificil. de eliminar. En este caso la evacuación de la escoria se ve facilitada por su granulometrfa.
En resumen podemos decir que desde el punto de vista d~ la contaminación ambiental, facilidad de evacuación y economia del proceso, la granulación de la escoria es la más ventajosa de las técnicas alternativas de tratamiento.
192
.R E F E R E N C I A S
1. Brown, P. W.; Clifton, J. R.; Frohnsdorff, G., "Energy Conservation Through the Facilitation of Increased Blended Cement Use" Energy Research and Development Administration, NBSSIR 76-1008,
December, 1975.
2. Portland Cement Association, "Energy Conservation
Potencial in the Cement Industry" Federal Energy
Administration, Washington
D.C.
20461,
Conservation Paper Number 26, 1975.
3. Ozaki, S.; SUgata N. "Sixty Year Old Concrete in
a Marine Environment" Concrete in Marine Environment, Proceedings Second International Conference St. Andrews by the sea, Canada, Ed. V.
M. Malhotra ACI SP-109 pp. 587-597, 1988.
4. Asociación de Fabricantes de Cemento Portland, Anuario 1989, Buenos Aires, Argentina.
5. Longo, A., Ferl'landez Luco, L. "Propiedades Mecánicas y Molienda Conjunta de Cementos de Escoria de Alto Horno". Asociación Argentina de Tecnolo-
gía del Hormigón. IX Reunión Técnica, Buenos Aires, 31 de octubre al 3 de noviembre 1989.
6. "New Energy Saving Vertical Roller Mil 1 for Cement" JCI News, Japan Consulting Institute, December 1988.
7. D.G.F.M. "Complejo Industrial "Ramallo
San
Nicolás" Informe Interno, Octubre 1967.
8. Hilgard, G. "Das neue Hochofenzement Mahlwerk Duisburg" ZKG 29, 11, 1976.
9. Duda, Walter H. "Cement Data Book" 2da. Edición Macdonald & Evans London, 1978.
193
CUADRO Nro.
Diagrama esquemático del proceso de fabricación de cemento portland
Obtención de mat. primas
Carga y transporte de materias primas
t
Almacenamiento y prehomogeneización de materias primas
Preparación
de mat. primas
Trituración primaria
l
Secado de
mat. primas
t
Molienda de
mat. primas
Homogeneización y almacenamiento
de crudo
1
Precalentamiento y calcinación de crudo
~
jclinkerización
...
Enfriamiento del clínker
j
Almacenamiento del el ínker
J
t
Molienda del clínker
Embolsado yjo despacho
CUADRO Nro. 2
Diagrama esquemática de una planta de molienda de escoria de altos hornos granulada
Almacenamiento y Prehomogeneización
t
Molienda
Transporte
Secado
J
Embolsado y/o despacho
194
QUADRO Nro 3 .EY.<:~.l~J.ción del consumo especifico de energía para el croceso
de obtención del clinker
Af\\o
1970 1975 1980 1985 1989
Producción
4.743.375 5.463.590 7.132.770 4.629.940 4.448.931
kJ/kg
8.308 6.823 5.839 4.730 4.228
• CUADRO Nro. 4
Beayerjmiento de energia promedio para la obtención del
crudo
CkJ/kg clinker)
Proees o
Extracción
Explosivo Combustible
C1ectr1cidad
,.,,., ....
Trituración, secado
Combustible Electricidad
Molienda
E1ectr1c1dad
Homogeneización Electricidad
To t a 1
Hllmedo
1o. 17
18,63 29,64
-
33,61
Seco
10,17 18,63 20,93
372. 13 54,92
352,46 454,18
23,90
48,81
468
980
195
CUADRO Nro. 5 ~alares oromedios para distintos procesos de clinkerización
p roeeSO
Consumo (kJ/kg clinker)
Húmedo
5.442
s/precalentamiento
Seco c/precalentamiento
41186 3.349
CUADRO Nro. 6
Consumos especificas de energia (kJ/kg)
\_,\_,.
ope r a e i 6 n
Cemento Escoria de Alto Horno
Portland
Granulada Molida
Obtención del crudo
, \_\_
Clinkerización
t,¡fo 1i enda fina/secado ·)ta 1
r-
1 lliferencia
t'-·-~
¡ o·i ferenci a en transporte
.'ihorro de energia final
L
980
-
4.186
-
164
578
5.330
578
4.752
89
4.841 kJ/kg escoria
196
RECOMENDACIONES GENERALES PARA EL EMPLEO DE LA EAHGM Y CEMENTOS DE ESCORIA DE ALTOS HORNOS
RESUMEN Cuando se introduce en el mercado un material con el cual el usuario no tiene una experiencia previa, es necesario evitar que se cometan errores en su empleo por las correspondientes pérdidas económicas directas y las consecuentes a la desacreditación del producto, que afecta en definitiva al proveedor del mismo. A los efectos de reducir al mínimo esta posibilidad, se ha confeccionado una guía de recomendaciones que consideramos útil tanto para el proveedor como para el usuario y que no representa ninguna dificultad cumplimentar. Si bien estos cementos se caracterizan por una mayor versatilidad con adecuado margen de seguridad, es conveniente recurrir al asesoramiento profesional para lograr el máximo aprovechamiento de las ventajas que representa su utilización.
197
RECOMENDACIONES GENERALES PARA EL EMPLEO DE LA EAHGM Y CEMENTOS DE ·ESCORIA DE ALTOS HORNOS
1 . INTRODUCCION
El empleo de la escoria de altos hornos granulada molida como adición potencial~ente hidráulica o la de cementos de escoria de altos hornos no introduce un problema adicional, por lo contrario, en general representa ventajas
con respecto al empleo exclusivo de cemento portland nor-
mal. No obstante es necesario tener en cuenta la experiencia que a nivel internacional se ha reunido sobre este
material para su correcta utilización.
En base a los conocimientos acumulados en el desarro-
llo del proyecto ''Escoria de Altos Hornos
Argentina"
sumados a las conclusiones obtenidas a través de la biblio-
grafía, se ha elaborado esta guía de recomendaciones para
la producción, almacenamiento y utilización de la EAHGM y
de los cementos de escoria de altos hornos.
2. PRODUCCION
2.1. Secado
Luego del proceso de granulación, la escoria retiene una cierta cantidad de agua que debe ser eliminada antes de la molienda fina.
En la operación de secado es conveniente evitar que
la escoria alcance temperaturas superiores a 500 ·e a fin
de que no se produzca la desvitrificación de la misma, en perjuicio de sus propiedades hidráulicas. Desde un punto de vista económico, también es aconsejable que no se alcancen temperaturas altas.
2.2. Molienda
Si bien los cementos de escoria, del mismo modo que el cemento portland norm•J, tienen límites mínimos de finura definidos por las respectivas normas, es aconsejable una superficie específica Blaine del orden de 350/400 m2/kg, según el contenido de escoria .
Del mismo modo, la escoria de altos hornos granulada molida debe tener una superficie específica preferentemente superior a 400 m2/kg, aunque en realidad, se debería adecuar la finura a las características deseables para el cemento en función de la obra en la que se utilizará este producto.
198
Además del valor de la superficie especifica, es conveniente conocer el retenido en malla de 45 um, ya que tama~os mayores no tienen una contribución significativa al desarrollo de resistencia, principalmente en la molienda conjunta escoria/clinker.
2.3. Eliminación de hierro metálico La escoria está frecuentemente contaminada con bajos
contenidos de hierro metálico pero a veces éste puede alcanzar valores anormales. Este hierro se "granula" simultáneamente con la escoria y muchas veces queda ocluido, por lo que es conveniente además de su separación previa a la molienda una separación posterior antes del clasificador. La presencia de hierro, además de no contribuir a la resistencia mecánica y reducir la masa efectiva de escoria que se incorpora al hormigón, puede ocasionar problemas de inestabilidad en las mezclas endurecidas.
3. ALMACENAMIENTO Para los cementos "con" o "de" escoria de altos hornos,
se deben tomar las mismas precauciones que para con el cemento portland normal, en lo que respecta al almacenamiento. Se debe evitar su hidratación por efecto de la humedad ambiente o proveniente de otras fuentes.
Con las escorias de altos hornos granuladas molidas estudiadas no se ha encontrado aglomeración ni pérdida significativa de actividad hidráulica luego de varios a~os de almacenamiento en tambores, sin ninguna precaución especial.
No obstante, no es conveniente el contacto con agua, ya que por hidrólisis del CaS se forma ca(OH)2, se podrfa producir la activación de las reacciones de hidratación de la escoria.
Se debe evitar también el contacto con cemento portland, cal, yeso u otros materiales, ya que entonces se presentarfan los mismos problemas de almacenamiento que presenta el cemento portland normal.
4. DOSIFICACION
4.1. Cemento Portland con Escoria de Alto Horno El comportamiento de los cementos portland con un
contenido relativamente bajo de escoria, menos del 35 ~. es similar al del cemento portland normal, siendo sus
199
caracteristicas muy dependientes de las del cemento portland. Sin embargo, podemos esperar que se manifieste un menor desarrollo de resistencia a cortas edades, lo que se podria contrarrestar elevando la finura de molido del cemento mezcla.
4.2. Escoria de Alto Horno Granulada Molida
Si se incorpora la escoria de alto horno granulaJa molida directamente, esto es, como un componente más de la mezcla, debe tenerse en cuenta el nivel de remplazo parcial de cemento al dosificar el hormigón.
Es importante conocer el comportamiento de la escoria para ese nivel de remplazo con el cemento portland asociado en la mezcla, la evolución de resistencia en función de la edad y los requerimientos especiales del hormigón.
En cuanto a la estimación de la relación agua/cemento, ésta debe interpretarse ~omo agua/(cemento + escoria). Generalmente la escoria permite trabajar con asentamientos algo menores para igual trabajabilidad, favoreciendo una disminución en la relación agua/cemento. Si se mantiene constante la consistencia, se consigue mejorar las condiciones de colocación.
4.3. Uso de Aditivos
Los aditivos reductores de agua, incorporadores de aire y acelerantes de fraguado utilizados en hormigones de cemento portland normal son, en general, aptos para ser utilizados con cementos de escoria, pero es necesario verificar, en cada caso, la compatibilidad y la dosificación de aditivo necesaria para lograr el efecto deseado.
Una mención particular debe hacerse para los reductores de agua de alto rango o superfluidificantes, en cuyo caso es imprescindible estudiar su compatibilidad y dosificación.
En algunos casos, como por ejemplo, plastificantes e incorporadores de aire, se ha encontrado una disminución en el consumo de aditivo con cementos de escoria, pero no puede inferirse una regla general al respecto.
5. CURADO
5.1. Humedad
Por el desarrollo de resistencia a corta edad más lento, es necesario asegurar durante un tiempo más
200
prolongado un nivel mínimo de humedad que evite la desecación, ya que de lo contrario, se perdería g~an parte del increrrento posterior de resistencia, mucho más importante en e. l' :s cementos que cuando se ut i 1iza cemento port 1and
nnr'!"¡f, ·~ '
Este tipo de precauciones es más importante en estructuras de espesor reducido y bajo condiciones tales que ~celeran el secado.
5.2. Temperatura
Las temperaturas bajas tienen un efecto negativo más marcado para los cementos de escoria que para el cemento portland normal, por lo que se deben tomar precaucioes en el caso de hormigonado a temperaturas inferiores a los 10"C, como por ejemplo, disminuir la disipación del calor 'generado en la hidratación, prolongar el tiempo de curado,
6. PROTECCION DE ARMADURAS
La menor velocidad de hidratación de los cementos de escoria a edades tempranas, lleva implícita un mayor avance de la carbonatación de estos cementos con respecto a los cementos portland normal. Sin embargo, a edades avanzadas, su comportamiento es similar.
Por las razones anteriores, cuando se emplean estos cementos es importante respetar los espesores de recubrimiento establecidos por los códigos de práctica, a los fines de que el frente de carbonatación no alcance las armaduras. A veces, es conveniente incrementarlos para prevenir cualquier eventualidad.
7. CEMENTO DE ALBAÑILERIA
La activación de la escoria granulada molida con cal a~rGa o hidráulica es recomendada en la construcción de bases, entrepisos, subrasantes, etc., es decir donde se pueda mantener una humedad prolongada.
El uso como revestimiento o como material de asiento de la escoria activada con cal requiere el uso de un aditivo incorporador de aire y plastificante, correctamente dosificado.
En este caso, las recomendaciones en cuanto al curado, Punto 4.1, deben ser tenidas en cuenta estrictamente, ya que la resistencia es aportada solamente por la hidratación
2 01
HOBHIOOHXS c.ELULARES 1m BASE A ES.CORI.A GBANU.LADA DE ALm HQRNQ
Romeo E. Miretti, Jorge A. Citroni, Rudy O. Grether Y Carlos R. Passerino (*)
En el presente trabajo se describen
experiencias de investigación ~e labora-
torio para la obtención de un hormigón
celular utilizando como
principal
componente aglomerante la escoria granulada
de alto horno (EGAH) moU.da. El planteo, a
partir . de otros tipos de hormigones
celulares desarrollados por los autores,
trata de obtener un material de
construcción relativamente liviano apto
para la elaboración de elementos premol-
deadoe, con un costo económico competitivo.
Se consideran las materias primas
utilizadas, el proceso de elaboración,
distintos tipos de curado estudiados y las
principales propiedades fieico-mecánicae de
loe hormigones celulares obtenidos. El
material presenta una densidad reducida (en
el rango de 500 a 1000 kg/m3), una gran
capacidad de aielación térmica y una
resistencia mecánica aceptable para cumplir
funciones
portantes,
aunque
no
estructurales.
Finalmente se hacen algunas consideraciones de orden práctico sobre la elaboración industrial del material y sobre sus aspectos económicos.
*) Universidad Tecnológica Nacional, Argentina, Facultad
Regional
Santa Fe. Grupo de
Investigación
"Producción, Estudio y
Ensayo de Materiales
Regionales para la Industria de la Construcción"
203
líquido (1.500 °C) flotando sobre el arrabio por su menor densidad.
Si la escoria fundida ea bruscamente enfriada con agua se obtiene una arena gruesa denominada escoria granulada de alto horno (EGAH). Este enfriamiento rápido produce, en gran parte, una vitrificación de la escoria que le confiere cierta capacidad de reaccionar con el agua (hidraulicidad) formando compuestos resistentes.
Pero esta propiedad hidráulica se encuentra "latente", ya que necesita de un activante para su desarrollo. La activación puede realizarse quimicamente (activación alcalina -calcio, sodio- o eulfática), mecánicamente (mediante un molido muy fino) o térmicamente (distintos tipo de curado con vapor). En cualquier caso ea prácticamente imprescindible la molienda de la EGAH.
En la activación alcalina (sódica o cálcica) de la EGAH se produce C.S.H (hidrosilicato monocálcico), C4.A.H13 (hidroaluminato tetracálcico) y C2.A.S.H8 (hidroeilicoaluminato bicálcico). Los dos últimos compuestos, observados con el microscopio electrónico, ee presentan como plaquetas exagonales que deeempefian el rol de puentee cristalinos entre loe granos de EGAH. Por eu parte el C.S.H envuelve loe granos de EGAH y, por intermedio de la solución, los demás elementos.
La activación eulfatica provocada por el yeso origina silicato monocálcico hidratado,"etringita" o trieulfoaluminato tricálcico e hidróxido de aluminio).
1.1.2. Composición qutmica
El potencial hidráulico de una EGAH puede estimarse en base a eu composición quimica elemental. Existen numerosas fórmulas que permiten calcular distintos "indicee de calidad" en función de loa principales componentes elementales (eilice, alúmina, óxidos de calcio y magnesio, etc).
Sin embargo, no ee ha conseguido hasta ahora predecir las propiedades hidráulicas de las escorias mediante una fórmula sencilla que tenga una validez general. No obstante se acepta como válido que las propiedades hidráulicas mejoran al aumentar su contenido de CaO, MgO Y Al203, lo cual sólo ee cumple para contenidos de magnesio de hasta 1.2 % aproximadamente. Además, proporciones de Al203 que superen el 13 % mejoran sólo las resistencias a corto plazo.
Los únicos métodos confiables resultan. entonces, los que se basan en la confección de probetas de pastas cementiceas o morteros en los que se reemplaza parcialmente
205
el cemento por EGAH, comparando los resultados con los obtenidos sobre probetas sin reemplazo de cemento.
En
la composición potencial
(componentes
nd.neralógicos) de la EGAH se encuentran básicamente
ailicatos simples:
2CaO.Si02.Al203 Si02.Ca0 Si02.2Ca0
(C2.A.S) ..... gehlemita (C.S) ........ wollastonita .............. (silicato bicálcico)
y oilicatos dobles de calcio y magnesio que responden a la expresión general:
n CaO.MgO.Si02
CaO.MgO.Si02 2CaO.MgO.Si02 3CaO.MgO.Si02
(n=l) (n=2) (n=3)
monticelita akermanita merwinita
además las escorias pueden contener silice coloidal libre no combinada e impurezas como sulfuros de calcio, manganeso e hierro, óxidos de hierro y manganeso, etc.
1. 1. 3. B.l mecani8JDQ .da hidratación
En la práctica la activación quimica de la EGAH se obtiene generalmente por hidratación conjunta con cemento portland. La hidratación comienza por los minerales del cemento: el hidróxido de calcio liberado durante este proceso constituye el activador alcalino-cálcico de la EGAH, permitiendo la hidratación de la misma y "despertando" sus propiedades latentes.
Si bien es evidente que es necesario una reacción inicial con hidróxido de calcio para iniciar la hidratación de la EGAH, su continuación no depende de la combinación con nuevas cantidades de Ca(OH)2, sino que se realiza la hidratación de la EGAH por si misma. La cal puede ser considerada como un iniciador , pero la acción provocada no ea puzolánica..
Si un cemento con EGAH es colocado con una gota de agua en el porta-objetos de un microscopio, a las pocas horas puede ser observada la formación de materia amorfa a partir de los granos de cemento y escoria. Después de un dia pueden ser vistos gran número de agujas y placas de aluminato de calcio hidratado y grandes cristales de Ca(OH)2, precedido por la formación de trisulfoaluminato de calcio como se dijo anteriormente.
La actividad de la EGAH depende de la alcalinidad del medio, proporcionada por la cal de hidrólisis de los
206
silicatos. Esta se produce más rápidamente cuanto mayor es la temperatura, pues la velocidad de disolución y de reacción de los dos silicatos (bicálcico y tricálcico) y del aluminato tricálcico con el agua aumenta con la temperatura. De alli que resulten altamente convenientes los procesos de curado con incremento de temperatura (curado con vapor a presión atmosférica o a alta presión en autoclaves).
1.2. Loa hormigones celulares
El hormigón celular (HC) es en realidad un mortero alvelolar que presenta el aspecto de una piedra porosa, con una estructura celular de poros aproximadamente esféricos visibles a simple vista, con un coloración variable Seéún el tipo de materias primas utilizadas. Sus propiedades distintivas son:
reducido peso especifico alta capacidad de aislación térmica aceptable resistencia mecánica, acorde a su densidad.
En forma general puede decirse que las materias primas utilizadas son un aglomerante (cemento, cal, yeso, escoria granulada de alto horno, etc.), un agregado (por ejemplo arenas naturales o molidas) y uno o más agentes responsables de la formación de la estructura celular.
Esta formación puede obtenerse por un proceso quimico (a partir de una reacción en la que tiene un papel fundamental el aditivo) o por un proceso fisico (mediante la inclusión de burbujas de aire formando una espuma). Estos dos procedimientos dan lugar a una clasificación de los HC según su proceso de elaboración en HC gaseosos (proceso quimico) y HC de espuma (proceso fisico).
Una vez obtenida la masa de HC fresco cabe otra distinción según el tipo de curado a que ésta sea sometida. En un grado creciente de complejidad técnica y costo económico directo se pueden indicar:
a) curado al· aire b) curado con vapor libre (a presión
atmosférica, a menos de 100 QC) e) curado en autoclave (vapor a elevada
presión y temperatura)
Estas y otras distinciones han dado lugar a una clasificación sistemática y una correspondiente nomenclatura establecida por la RILEM a través de una recomendación especifica [1].
207
En este sentido el HC desarrollado en el presente trabajo responde a las siguientes caracteristicas principales:
- HC del tipo gaseoso (proceso de tipo quimico) - aglomerante: compuesto por una mezcla de cemento y
EGAH - agregado: arena natural - tipo de curado: con vapor a presión atmosférica.
Los HC, cuyos primeros desarrollos datan de 1920 aproximadamente [2), han sido ampliamente estudiados en los paises europeos (Suecia, Dinamarca, Alemania, Unión Soviética, etc.). En dichos paises, por diversos motivos, se ha hecho hincapié en los HC curados en autoclave, y virtualmente se han desechado los HC con otros tipos de curado, que en general tienen un estándar de calidad inferior.
En nuestro pais, los primeros antecedentes
significativos de utilización de estos hormigones fueron
precisamente de los del tipo curado en autoclave, a través
del empleo de patentes desarrolladas en Europa.
En el
proceso de inserción de estos materiales, se realizó una
introducción directa de las tecnologias desarrolladas en
aquellos paises, sin considerar las particulares
condiciones locales de aplicabilidad (situación económica y
nivel tecnológico).
De esta manera se descartaron materiales y procedimientos de elaboración que, habiendo sido superados
en Europa, podrian haber tenido mejores condiciones de competitividad en nuestro medio. El hecho de que en general los HC curados en autoclave resultan economicamente poco competitivos con otros materiales de construcción tradicionales, ha inducido a la revalorización, con las restricciones correspondientes, de los HC con procesos de
elaboración de menores niveles tecnológicos [3].
2. HXPERIENCIAS DE LABORATORIO
2.1. Procedimiento da obtención
Como se dijo, el procedimiento de obtención elegido para el HC a desarrollar fue del tipo "gaseoso", ea decir, mediante la incorporación al mortero fresco de aditivos que reaccionan generando burbujas de gas que conforman la estructura celular del hormigón.
208
2.2. Materiaá primas
Las materias primas utilizadas fueron cemento portland, EGAH, y cal viva (como aglomerantes), arena silicea como agregado, agua y aluminio en polvo como aditivo activante (generador de gases).
2.2.1. Qemento portland
Se utilizó cemento portland normal, cuyas características fisicas y quimicas se indican en la TABLA l.
Es necesario destacar que las caracteristicas del HC obtenido dependen de la naturaleza del cemento empleado en un grado mucho mayor que en el caso de loa hormigones convencionales. La composición quimica del cemento influye decididamente en el momento de producirse la reacción generadora de gasea, con lo cual la densidad resulta directamente afectada
2.2.2. Eac.oria granulada de alta horno
La EGAH enlpleada provino de la planta siderúrgica de SOMISA (Sociedad Mixta Siderúrgica Argentina), en la localidad de San Nicolás, provincia de Buenos Airea. La TABLA II muestra la composición quimica elemental de la misma.
La molienda se efectuó en seco utilizando para ello una máquina de Deval. En una primera etapa del trabajo se efectuaron moliendas con distinto grado de finura, constatando el incremento de las resistencias mecánicas con el mismo. Para la etapa de estudio sistemático se adoptó una molienda hasta obtener una finura con una superficie especifica de 300 m2/ks (determinada por método Blaine).
Cabe agregar que se realizaron experiencias aisladas con EGAH proveniente de la planta siderúrgica de Altos Hornos Zapla (provincia de Jujuy, Argentina) que arrojaron resultados finales similares a los obtenidos con EGAH de SOMISA, si bien en principio el ensayo acelerado de valoración de calidad por el método propuesto por Venuat y PapadakiR [4] arrojó resultados menores.
2.2.3. Cal
La utilización de cal viva en polvo tuvo por finalidad la incorporación del Ca(OH)2 necesario en la mezcla fresca para la generación de las burbujas de gas:
2 Al + 3 Ca(OH)2 + 6 H20 ---->
**** -----> 3 CaO.Al203. 6 H20 + 3 H2 ****
209
2.5.1. Prapied&d&a fiaioas
*) Densidad abBQluta Se determinó mediante picnómetro, previa molienda de
una muestra de HC con EGAH. Se obtuvo un valor de 2,50 s/cm3.
*) Densidad aparente En la TABLA VII se indica la gama de variedades
obtenidas; debe tenerse en cuenta que, en condiciones normales el HC endurecido incorpora un contenido variable de humedad (0 al 5% para condiciones estables). Para alcanzar otros rangos de densidades debe recurrirse a otros valores de la relación agregado 1 aglomerante, según ya se indicó en la TABLA V.
*) Absorción~ capilaridad Se determinó sobre probetas prismáticas de 4 x 4 x
28,5 cm colocadas en posición vertical en una bandeja con una altura constante de agua de 4 cm. Loe resultados se presentan en el GRAFICO 2.
Al disminuir la densidad del HC la absorción por capilaridad también disminuye, debido a que la presencia de poros de mayor tamaffo detiene el ascenso capilar del agua.
*> Porosidad total
Se define como el cociente entre el volumen de vacios totales (comunicados o no con el exterior) y el volumen total aparente. Puede calcularse, por lo tanto, a partir de las densidades absoluta y aparente del material:
volumen de vacios
V Vo
Po = --------------------- =
=1-
volumen aparente
V
Valores en TABLA VIII.
*) Absorción ~ inmersión Se aplicaron dos procedimientos diferentes:
a) el procedimiento establecido en la Recomendación RILEM LC N° 6.1 (5], consistente en la inmersión de las probetas en agua a temperatura ambiente hasta su saturación aparente.
b) el procedimiento especificado por la Norma IRAM 1549 por inmersión en agua en ebullición durante 5 horas.
Loe resultados obtenidos se indicanen la TABLA VIII, donde se aprecia que:
214
de mano y ladrillos cerámicos huecos) pero inferior al de las mampoeteriae elaboradas con loe mismos.
*) El precio por m3 es menor que el de otros tipos de hormigones comunmente utilizados.
Una comparación más representativa surgirá si se tiene en cuenta la posibilidad de reducir espesores al utilizar HC con EGAH, basada en su mayor capacidad de aislación térmica. Para ello se presentan en la TABLA XII los costos por metro cuadrado de diferentes muros de HC y de mamposteria; se aprecia que la comparación resulta positiva.
Otros factores que pueden considerarse favorablemente en la evaluación del costo de la construcción con paneles de HC con EGAH son los inherentes a su menor peso eapecifico (abaratamiento del transporte y montaje, t•educción de estructuras y fundaciones) y los propios de cualquier sistema constructivo que emplee elementos premoldeados: rapidez de montaje, uniformidad de dimensiones que permite la reducción de espesores en juntas y revestimientos (e incluso su eliminación), etc.
También es interesante considerar el bajo insumo energético del HC, tema que los autores han desarrollado detalladamente en otro trabajo [6] y cuyos resultados se sintetizan en las TABLAS XIII y XIV.
5. CONCLDSIONBS
Las experiencias realizadas permiten concluir que la utilización de la escoria granulada de alto horno en la elaboración de hormigones celulares es una alternativa sumamente interesante desde diversos puntos de vista.
Esta aplicación cuenta con ventajas técnicas y económicas que se han ido enumerando en el desarrollo del trabajo. Las ventajas económicas estarán sujetas a diversos factores macroeconómicos y de las caracter1sticas particulares de un eventual emprendimiento industrial.
Finalmente, es de destacar que este tipo de aplicación de la EGAH, plantea la generación de un material no tradicional capaz de aoompaftar un proceso de industrialización y mejoramiento de los procesos y técnicas de construcción en nuestro paie.
220
TABLA II: Composición quimica de la EGAH utilizada.
!coMPOSICION QUIMICA ELEMENTAL
(
!Bióxido de silicio
Si02
Oxido de aluminio
Al203
Oxido de calcio
CaO
Oxido de hierro
Fe203
Oxido de magnesio
MgO
Oxido de sodio
NaO
Oxido de potasio
K20
Trióxido de azufre
S03
Oxido de calcio libre
Pérdida por calcinación
Residuo insoluble
Alcalinidad total
Fase vitrea
34.90 % 11.00 % 43.60 %
" 2.10
5.28 %
" 0.32
0.51 % 0.29 %
--
--
0.93 % 0.65 % 96.0 %
TABLA III: Caracteristicas fisicas de la arena utilizada.
Densidad seca
Densidad saturado superficie seca Absorción
Peso unitario seco y suelto Peso unitario seco y compactado
·Pasante # N°200 (74 U) Módulo de fineza
kg/m3 kg/m3
%
kg/m3 kg/m3
%
2629 2639 0.385 1556 1679 0.19 l. 78
223
t'f!l'.I.i\\ IV: Hormi¡onee celulares oon EGAH ouradoB tJ J aire.,
r-··n--
'"'
P.:GAH/aslom. Deneidad aeoa Reaietenoia a com¡> • \\MPa)
- 1~-(-%·--en peao)
! 25
!··-·-·~·
' 33
¡.
...
5o
(k¡/m3) 765 792 854
3 diaa 0.94 1.13 1.00
2/.:l d.iaa 1.B4
-
2 .. 19
'7 5
1010
0.44
.t'ABLA V: HC con EGAH, relaciones a¡re¡ado/a¡lomera.nse
recomendadas para diferentes ran¡os de densidades.
--
Relación gregado/a¡lomerante
(en peso)
·~·- .........
\\\_ -·~--·
o
0.5 1
.... --..··-
Ran¡o de densidades
(ks/m3) 300 a 600 500 a 900 600 a 1000
...... ~'«-
·--·
--
\_\_\_\_. \_
2
.~.,--
3 ---.
800 a 1200 1000 y más
224
'l'ABLA VI: Incidencia de loa distintos tipos de curado empleados en los HC.
~.~-~ ,;->0
de curado
(a)
(b) (e)
Resistencia a compresión (val. relativos)
HC sin EGAH
HC con EGAH
3d
7d
28 d 3 d
7 d 28 d
1
1
1
1
1
1
1.1
-
- 2 a 2.6 -
-
1.4
1.1
- 6 a 8 1.5a 4 1.5a 4
(a) Curado simple al aire. (b) Curado en autoclave (vapor a alta presión). (e) Curado con vapor a presión atmosférica.
225
TABLA VIII: Valores de absorción y porosidad determinados en muestras de HC.
l1• n:.d,dad
1 1
seca
kg/m3)
455
Absorción volumétrica (%)
(a)
{b)
53
83
Porosidad Coeficiente
total {%) saturación
(%)
(e)
(d)
82
64
' 679
46
76
)
\_i
1,\_
\_.
722
48
71
954
34
54
73
60
71
68
53
64
1139
22
56
··-
l 1636
18
32
54
39
33
56
(a) Por inmersión en agua a temperatura ambiente. (b) Por inmersión en agua en abullición. (e) Calculada a partir de las densidades aparente
y absoluta. (d) Calculada como
(a)
(d) : ------ X 100 (e)
227
TABLA IX: Valoree medios de la conductividad térmica en loe HC.
Densidad seca (kg/m3) 500 600 700 800 900 1000 1100
Conductividad térmica
(kcal/h.m.°C)
(W/m.K)
0.14
0.17
0.17
0.20
0.20
0.24
0.24
0.28
0.27
0.32
0.31
0.37
0.35
0.41
228
TABLA X: composición relativa del costo del HC con EGAH.
Cantidad Unidad Item
Composición Composición del Item del total
(~)
(~)
MATERIALES
113
kg Cemento
38
324
ka EGAH molida
16
14
kg Cal viva
6
0.15
m3 Arena
6
0.70
ka Aluminio
34
Subtotal
100
77
MANO DK OBRA
4.25
hh Elab. y curado
93
Supervisión
7
Subtotal
. 100
20
ENKRGIA
3
kWh Energia el6ot.
40
4.1
ka
Fuel oil
60
Subtotal
100
3
TOTAL
100
229
TABTI\\ XII: comparación de costos por m2 de distintos tipos de muro.
TIPO DE MURO
Bloquea de HC con EGAH 60 x 90 cm Espesor 8 cm
Paneles de HC con EGAH 30 x 240 cm Espesor 10 cm
Bloquea de HC con EGAH 20 x 40 cm Espesor 20 cm
Mampoateria ladrillos comunes de mano Espesor 15 cm
Mampostería ladrillos comunes de mano Espesor 30 cm
Mampostería de ladrillos huecos Espesor 12 cm
COSTO POR m2 (valores relativos)
0.80 1.00 2.38
1.36
2.72 1.29
231
TABLA XIII: Insumos energéticos del HC con EGAH.
¡, Cemento ~GAH Ca.l
1
Arena Aluminio
Total materiales
1-
Elaboración Curado con vapor
TOTAL
(ton/m3)
(kWh/t)
I
II
2320 80
500 10
75500
0.122 0.351 0.015 0.244 .0007
0.125 0.360 0.015 0.500 .0005
(kWh/m3)
I
II
283 290
28
29
8
8
2
3
53
38
368 370
86 110
35
35
489 515
CARACTERISTICAS
Densidad seca
Resistencia compresión Conductividad térmica
Contenido de cemento
kg/m3 MPa W/m.K ks/m3
I 750 2.5 0.26 122
II 1000
2.5 0.37 125
232
TABLA XIV: Comparación de los insumas energéticos del HC con EGAH y de otros materiales de construcción.
Material
HC con EGAH
Mamposteria de ladrillos cerámicos Hormigón de peso normal Hormigón de arcilla expandida
Densidad Conductividad
seca
térmica
(kg/m3)
(W/m.K)
Costo energético
(a)
(b)
(kWh/m3) ---
750
0.26
489
1
1000
0.37
515
1.50
1400
0.60
650
3.07
2200
1.74
850
11.6
1000
0.36
800
2.26
(a) Valores absolutos (calculados para 1 m3 de material). (b) Valords relativos (calculados para una misma capacidad
de aislación térmica).
233
4,0
J,5
,...
aC. l
3,0
.l....
o1:
'¡
2,5
f
Q.
oE
u
2,0
Cl
o
ü
1,5
j
•"11:
1,0
0,6
0,0 6
GRAFICO 1
HC con EOAH1 curo:to con II'Cipor.
\_A
...--- \_....~~ ~
.---- loo
--- 1~
~
'~
~
7
9
Tiempo de curodo (h•)
+ 7 dfa•
11
o 28 drca
234
GRAFICO 2
Absordon por <:opíloridod. 40
35
'~"' F
..-1
30
~
(.¡ ·>-'
.1o.1 .o...
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1 20
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10
o
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<'l
5
o o
10
20
11~ (hs)
O HC c:/EGAH 696 k9/m3
235
0,50
0,40
."·..~..,
0,.30
e
.9
u
gu
at::i
0,20
0,10
GRAFICO 3
Retrd<:cion por secodo
\\(~/ir 15
V
1
V VV lV/~~ - ~
...,...,.
~ ~ ltf\_c,t>.
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J
0,00
o
20
40
60
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100
120
140
Tlefl"90 (drc.)
236
10,00
9,00
..a....
8,00
D.
..l....,
u
7,00
lXI
N
~
6,00
-ae .
Eo
5,00
u
o
4,00
2
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3,00 \_,\_\_\_\_.
ti
D::
2,00
1,00
0,00 0,400
GRAFICO 4
Resisb!lncla w. denllidod <~p<~rente
...
oD o
o e
e .... oe
e t:tJ e o u
O,EiOO
0,800
Denlllcbcl qx2rente (ton/mJ)
e o
e
1,000
237
O EMPREGO DA ESCORIA GRANULADA DE ALTO-FORNO EM CIMENTOS PORTLAND NO BRASIL
Mario William Esper (*) Vahan Agopyan (**)
RESUMO
O cimento portland de alto-forno, é um produto tradicional da construcao civil no Brasil, ocupando cerca de 15% da producao dos cimentes portland, cujo teor da escória atin ge ~té 70%. Desde 1977, os cimentes comuns, admitem por norma adicao de até 10% de esco ria.
Após breve história, o artigo apresenta as características dos cimentes de alto-for
a no quanto a: resistencia compres sao, calor
de hidratacao, resistencia a sulfatos, ini-
bicao de reacao álcali-agregado. Sao citadas algumas obras de grande por
te onde empregou-se estes cimentes.
{*) ABCP - Associacao Brasileira de Cimento Portland ( **) EPUSP - Escola Politécnica da Universidade de Sao Paulo
239
M.W.Esper - Chefe do Departamento de Normalizacao e Qualidade da ABCP e Presidente do CB-18 da ABNT
V.Agopyan - Professor do Departamento de Engenharia de Cons truc;ao Civil da EPUSP
1- INTRODUCAO Cimento portland de alto-forno, de acorde coma NBR 5735 1
e o aglomerante hidráulico obtido pela mistura homogenea de clínquer portland e escória granulada de alto-forno, moídos em conjunto ou em separado. Durante a moagem é permitida a adic;ao de urna ou mais formas de sulfato de cálcio e 5% de carbonato de cálcio. O teor de escória deve estar compreendido entre 35% e 70% da massa total do aglo'merante.
A escória granulada, por sua vez, é o subprodutoda. fa bricac;ao do gusanos al tos-fornos, consti tuído em sua maior pa,E te de aluminossilicatos de cálcio sob forma vítrea. Resulta da combinac;ao dos minerais de ganga do minério de ferro, das cinzas do coque e da cal utilizada como fundente. Além dos aluminossilicatos cálcicos, ocorrem, secundariamente, sulfetos de cálcio e manganes e óxidos de ferro e manganes. A presenca de magnés.io
está condicionada a u ti lizac;ao de cal dolomítica, calcário ma\_g
nesiano ou serpentinito como fundentes.
As principais características desse produto sao as seguin tes: . propriedades específicas ao concreto, tais como baixo ca-
lor de hidratacao, baixa permeabilidade, inibicao de rea-
a cao álcali-agregado, ~esistencia ataques químicos etc.
. diminuic;ao do consumo energético específico de fabricac;ao do cimento •
. razoes ecológicas, como aproveitamento de rejeitos industriais poluidores •
• razoes estratégicas, evitando que as jazidas de calcário sejam exauridas prematuramente.
Apresar de todas as vantagens mencionadas o consumo no Brasil é ainda considerado baixo em relac;ao ao volume do sub-produto disponível.
240
¿- HIST6RICO DO USO DA ESCORIA NA INDÚSTRIA CIMENTEIRA BRASILEIRA No Brasil, a fabricacao de cimento portland de 'alto-
forno é recente, com producao em 1952, de 71.765 toneladas d2 cimento, pela Cimento Tupi S.A., em Vonta Redonda/RJ, uti lizando escória proveniente da Companhia Siderúrgica Nacional numa proporcao de 30%. Esse teor, similar ao do cimento
alemao E-We.n PoJt.Uand, foi aumentado para 50%, já a partir de
195 4.
Em 1977 é admitido o uso de até 10% de escória no cimento portland comum através da NBR 5732 2 , antiga EB-1.
3- PRODUCAO NACIONAL DE CIMENTO PORTLAND DE ALTO-FORNO No ano de 1990 a producao nacional de cimento portland
de alto-forno foi de cerca de 3,5 milhoes de toneladas correspondendo a 14% da producao total de cimento do país. Mais ainda, a producao nacional de cimento portland comum foi de cerca de 19 milhoes de toneladas ( 86% da producao total) con tendo a adicao de 10% de escória.
3.1 Teor Médio de Escória no Cimento Portland de Alto-Forno
Atualmente 15 fábricas produzem cimento portland de al to-forno com teor médio de cerca de 50% de adicao de escória.
3.2 Escórias Brasileira Utilizadas Atualmente o Brasil possue 5 Siderúrgic~s que produzem
cerca de 4.500.000 t/ano de escória granulada de alto-forno básicas.
As propriedades do cimento portland de alto-forno dependern ern grande parte do teor e das características das es córias. A atividade hidráulica das escórias depende principalmente da sua cornposicao química e do seu grau de vetrifi cacao.
A norma NBR 57JJ/87 avalia a qualidade da escória atra
ves da relacao CaO + MgO + A.Q.203 >1
Si02
241
o Qua.dlr.o
1.-1-·ls1• cas.
apresenta a composicao química das escórias
Destas escórias, tres delas as da USIMINAS, COSIPA e CSN estao detalhadamente caracterizadas em outro artigo des te Seminário 3 •
4- ESPECIFICAC0ES NORMATIVAS PARA O CIMENTO PORTLAND DE ALTO-FORNO
No Brasil, a NBR 57 35/87 especifica as cara<..:terísticas exigíveis no recebimento do cimento portland de alto-forno.
No Qua.dft.o 2 apresenta as exigencias físicas, químicas e mecanicas especificadas pela norma.
5- CARACTERÍSTICAS FÍSICAS, MECANICAS E QUÍMICAS DOS CIMENTOS PORTLAND DE ALTO-FORNO Os Qua.dft.o.6 3 e 4 apresentam, respectivamente, os resul-
tados relativos a composicao química média de todos os cimentes portland de alto-forno produzidos em 1990.
5.1 Resistencia a Compressao
A FigUJr.a. 1 ap¡resenta o desempenho das resistencias meca nicas dos cimentes brasileiros produzidos em 1990.
Verifica-se que as idades de 3 e 7 dias das resistencias das argamassas de cimento portland comum sao maiores que a dos cimentes pozolanicos e alto-forno, mostrando que as adicoes se comportam como inertes nas primeiras idades.
Para a idade de 28 dias, as argamassas de cimento de alto-forno apresentam resistencias superiores as de cimento comum.
A FigUJr.a. 2 mostra o desempenho das resistencias mecani cas com as idades em funcao do teor de adicao de escória gra nulada de alto-forno.
Constata-se que nas primeiras idades as · resistencias
242
sio menores e para as idades acima de 28 dias há um ganho significativo de resistencoia com aumento do teor de adic;io de escória.
A F.igUIL4 3 apresenta a evoluc;io da resistencia i compressio aos 28 dias de idade de todos os cimentos brasileiros desde o ano de 1981.
Constata-se o bom desempenho dos cimentos de alto-forno em relac;io ao comum e pozolinico.
5.2 Calor de Hidratac;io O calor de hidratac;io do cimento portland de alto-for-
no é sensivelmente menor do que o cimento portland comum.
A F.i.gUIL4 4 apresenta a evoluc;io do calor de hidratac;io determinado pelo calorímetro de Langavant em func;io dQ acre\_! cimo de escória granulada de alto-torno.
5.3 Resistencia aos Sulfatos A F.lgUIL4 5 apresenta o desempenho dos cimentos COfR adi-
c;io de escória granulada de alto-forno no tocante i rf.u;iste~ cia química medida a través do procedimento de Koc.lz. e Ste.{neggeJL,· que consiste em determinar resistencia i trac;io de parras de mesma argamassa imersas em águas destilada e sulfatada. O índice de resistencia química é definido pelo quociente
entre as resistencias a trac;io na flexio das barras e~ solu
c;io sulfatada e áqua destilada.
Constata-se que o cimento sem adic;io é considera6o nao resistente aos sulfatos, enguanto que os cimentas com 50% de adic;io de escória apresenta excelente resultado.
5.4 Inibi9io de Reacio Alcali-Agregado A F.lgUIL4 6 apresenta a eficiencia da adic;io de eacória
granulada de alto-forno na minimizac;;io da reacio álcali-agr\_!
gado. O ensaio foi realizado conforme procedimento ASTM c-
441. Verifica-se a inibic;io da reac;io álcali-agregado para teores adima de 45% da adic;io de escória.
243
6- PRINCIPAIS OBRAS REALIZADAS No Brasil, a utilizacao deste tipo de cimento comecou
c.ruando da producao nacional em 1952. Atualmente existem mui tas obras, algumas com mais de 30 anos que encontram-se em perfeitas condicoes apesar do ambiente agressivo a que estao submetidos, como por exemplo obras marítimas.
Urna das obras mais importantes realizadas no Brasil com cimento portland de alto-forno é a Barragem do funil, em Itatiaia/RJ, concluida em 1969, com consumo de 286.000m 3 de concreto4 •
Dentre as obras que merecem destaque apontam-se as seguintes:
• Estaleiro da Verolme, Rio de Janeiro/RJ • Estaleiro de Ishikawagima, Rio de Janeiro/RJ • Adultera do Gandu, Rio de Janeiro/RJ • Barragem da Ponte Coberta, Rio de Janeiro/RJ. • Estacoes do Sistema Metroviário do Rio de Janeiro e Sao
Paulo . Terminal Rodoviário Tiete, Sao Paulo/SP
7- CONSIDERACOES FINAIS Tendo em vista o potencial hidráulico da escória e o
emprego ainda reduzido, em comparacao ao volume produzido, intensificam-se no país os estudos de maior aproveitamento de escória como aglomerante.
Atualmente, encontra-se em fase final a normalizacao do cimento composto, que permite a adicao de até 34% de escoria, pelo Comité Brasileiro de Cimento, Concreto e Agregados (CB-18) da ABNT - Associacao Brasileira de Normas ~cnicas.
244
8- REFER!NCIAS BIBLIOGRAFICAS l. ASSOCIACAO BRASILEIRA DE NORMAS T!CNICAS (ABNT) • C.i.men.to
polttta.ttd dt. a.Uo-6oJtno; NBR 5735. Rio de Janeiro, 1987.
2. ASSOCIACAO BRASILEIRA DE NORMAS T!CNICAS ( ABNT) • C.i.mento
polttla.nd comum; NBR 5732. Rio de Janeiro, 1980. l. CINCOTTO, M.A & AGOPYAN, V. Novo.6 Empltego.6 da E.6c.ÓILÚL de
Atto-FoJtno: útu.do-6 'Reali.za.do-6 no BltMU.. In: Sem.ináiLi.o La.ti.onameM.c.ano .6oblte U.ti.Uzacion de E.6c.Óit.i.a..6 de AUo.6 HoJtno.6 em la. Con.6tlr.u.c.wn, PJr.oc.eedlng-6. Buenos Aires, 1991. 4. ANDRADE, Wa1ton Pace11i de. O c.ontJto.t.e do c.onCJte..to na.
~a.gem oo FwU!. Sao Pau1o, Central Elétrica de
Furnas, 1969.
245
QUADRO 3 - Composicao química média dos cimentes port1and de a1to-forno de todos os fabricantes produzidos em 1990
PARAMETROS
P.F. Si0 2 A.t203 Fe 20 3 Ca O MgO
803
ESTATÍSTICOS (%)
(%)
(%)
(%)
(%)
(%)
(%)
S
(%)
Na 20
(%)
K20
Ca O Livre
(%) 1 (%)
R. I. 1
¡1
(%)
1
1
1
1
j
n
164
164
164
164
164
164
164
164
164 1164 1164
164
i
1
1
l
-
X
1
2,59 26,52 8,29 2,23 52,47 4,13 2,21 o142 0,13 0,57 1,09 0,64
N.;..
co
S
0,958 2,038 1, os 9 o1421 2,818 0,930 0,652 0,115 0,053 0,170 0,540 0,248
Limite da
4,9
-
-
-
-
- < 4,0 < 1,0
-
-
- < 1,5
NBR 5735/87
- · · · · - - - - - - - - L\_~.-- - - - - - - - - - - - - - -
---------·-
---- -
-
-
-
~
-------
QUADRO 4 - Características físico-mecánicas médias dos cimentes port1and de a1to-forno de todos os fabricantes produzidos em 1990
PARÁMETROS ESTATÍSTICOS
RESÍDÚO NA PENEIRA ABNT
0,075 mm
(%)
AREA ESPECÍFICA
BLAINE
(M2 /kg)
TEMPO DE INÍCIO
DE PEGA
(min. )
MASSA ESPECÍFICA
RESISTENCIA A COMPRESSÁO (MPa)
(Mg/m 2 )
3 días 7 días 28 dias
n
162
162
162
162
162
162
162
N
~ U)
-
X
1,6
422
192
2,99
16,5
2 6 '3
41,3
S
Limite da NBR 5735/87
1,19 < 8,0
46,0
-
64,7 > 60
0,050
3,42
4,03
4,64
-
> 10
> 20
> 32 < 49
u
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250
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-·-···-
O 0/ 0 do EscÓrio Granulado
7,5 °/0 de Escório Granulado 15 °/o de EscÓrio Granulado 30°/o de EscÓrio Granulado
45 'ro de EsCÓrio Granulado
60% dt EscÓrio Granulado
5 3
1
13
26
90
Tempo(dias) ·,;.,
FIGURA
2 -Resistencia a1 compressao de argamassas de e i m e n t os de 1a b o r ató r i o com d i fe re n tes teores cie esco1r1• a em fun~ao do idade
251
RESISTENaA A COMPRESSAO AOS 28 DIAS
CIME1·ITO a.ASSE .'32
-o-
:
41
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--
40 -
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198.:3
19B4
198::5
1
1986
1
1967
1
1983
1989
Cl CPC-.32
J>.to,!O
+ POZ-.32
·O' M='-.32
FIGURA 3
3
3
....0...,.1.
o looO. ,o\_
"O
.e:
CD "O
...
o
8
10
O% 45°/o 55°/o 65%
75%
0~o------~----~-2-----~-3 -----~4 ------5r------6 r----~7
ldode (dios)
FIGURA 4- Evolucao do calor de hidratayáo do ci-
mento A com diferentes teores de escória em massa (Método da Garrafa de Langavant)
253
1,30 1,20
1,10
o
(.)
1,00
~§
o:::J
0,90
.S!
(e.:) ~,\_ 0,80 ·¡1¡;1'10:0::
aQ ::: )- 0,70
Q)
'O
Q) (.)
0,6
--:.e0:
0,50
RESISTENTE A SU..FATOS NtD RESISTENTE A SULFATOS
20 °/o
LIMITE oos
77 OlAS
0,40
0,30 21
.
FIGURA 5- lndice
35
49
77
ldade (dlas)
de resistencia química em fun~áo da
ida de e do teor de escória, de acordo com o ensaio de "Koch-Steinegger 11
254
- - - Cimento orioinal A ( 1,06 o/o Eq ~20l
- - - Cimento original B (0,40% Eq Na20)
0,150
mo
o
oE
01
o'-
Q)
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o
10
oaCe/). ~
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\\
\\ \\
'\\ \\ \\ \\
\\ \\ \\
\\
\\
\\.
''
LIMITE ASTM(14dias)
Teor de esc6rio (%)
FIGURA 6 - Eficócio do odicóo de escÓrio gronul~
do de olto-forno no reduyoo do exponsi:io de orgomossos com vidro pirex
255
NOVOS EMPREGOS DA ESCORIA DE ALTO FORNO:
ESTUDOS REALIZADOS NO BRASIL.
Maria Alba Cincotto (*) Vahan Agopyan (**)
RESUMO
Os autores resumem resultados de estudos realizados por pesquisadores brasileiros, de aproveitamento da escória de alto-forno granu lada: a) como agregado miúdo e graúdo, na pr~ ducao de blocas, argamassas e concretos; b) como aglomerante, apresentando resultados de caracterizacao e de ativacoes com soda, cal, soda e gipsita. Sao também apresentados resu! tados de resistincias mecinicasde compósitos produzidos com escória ativada com cal e gipsita e fibra de coco. Os resultados sao posi tivos requerendo estudos mais detalhados para aplicacoes desejadas.
(*) IPT - Instituto de Pesquisas TecnolÓgicas do Es tado de Sao Paulo.
(**) EPUSP - Escala Politécnica da Universidade de Sao Paulo.
256
~!aria Alba Cincotto - pesquisador do Agrupamento de Mater! ais de Construcao Civil, Divisao de Construcao Civil - IPL
Vahan Agopyan - professor do Departamento de Engenharia de Construcao Civil, Escala Politécnica da Universidade de Sao Paulo.
1. INTRODUCAO
Em outro artigo deste Serninirio (1) ji foi apresentado o emprego de escória granulada de alto-forno em cimentes portland, emprego este ji consagrado e com boa aceita~ao no meio consumidor.
No entanto, o excedente deste subproduto esti crescen do já que o seu consumo na indústria cimenteira é inferí~ or aos 4 milhoes de toneladas de escória que aproximada mente sao produzidos no país, anualmente. Em apenas urna das grandes siderúrgicas, o estoque de escória existente
é superior ¡ producao nacional anual.
Desde a década de 70, pesguisadores brasileiros,incen tivados pela indústria siderurgica, vem buscando empregos alternativos a este sub-produto. Entendem-se como alterna tivas os empregos que nao sao a sua adi~ao ao clinquer por tland ou a sua simples deposi~ao como aterro ou base de pavimentacao.
Como a maior parte da escória disp?nÍvel é granulada, isto é, vítrea, os empregos mais prom1ssores sao aqueles que aproveitam a sua reatividade. Foram realizados estu dos prevendo o seu emprego como aglomerante alternativo,sem adicoes ou aditivado com outros agentes que nao o pró prio clinquer, e até como agregado (graúdo ou miúdo) de concreto e argamassas.
2. CARACTERIZACAO DA ESC6RIA BRASILEIRA
A propriedade fundamental desejada é a hidraulicidade que, por sua vez, de~ende da composi~ao química e da sua obten~ao em estado sÓlido vítreo. Estas características foram estudadas por Battagin (2), resumindo-se em seguida os resultados obtidos para as escórias de alto-forno para as tres siderúrgicas principais brasileiras.
257
2.1 - Composi,io QuÍmica
a Está relacionada efici~ncia de operatio do forno, a isto é, está relacionada homogeneidade da escória lfqui
a da, sua elevada capacidade de dessulfuratao e baixa vi~
cosidade, a qual é afetada:
a) pelo teor de aluminio, sendo tanto mais viscosa quanto
a maior o seu teor, mas, nao podendo ultrapassar a faixa
de 20% a 25% por trazer dificuldades operatao do al to-forno. Nas escórias brasileiras o teor de alumina varia entre 11\\ e 18%
b) pelo valor da relacao CaO/SiOz. Quando acima de 1,4 é mais refratiria, porém fundida tem baixa viscosidade e escoamento fácil; abaixo de 1,4 tem urna viscosidade que decresce como aumento da temperatura, mas com escoa mento dificil. As escórias brasileiras t~m relacao -
Ca0/Si0 2 na faixa de 1, 29 a 1, 33.
Na Tabela 1 estao indicadas as faixas de variacao dos elementos constituintes da escória citados em literatu
rae as encontradas para as escórias brasileiras (2).
· escóri
A as
faixa desti
ndaemv-saeriaacaion
torna-se dústria de
mais estre cimento.
it
a
quando
as
2.2 - fndice de Hidraulicidade
Muitos autores procuraram relacionar a reatividade da escória com a agua, com desenvolvimento de resist~ncia mecanica, existindo assim urna série de Índices validos. A Norma Brasileira (KBR-5735/87) adota a seguinte relacao, valida para todas as idades.
Ca0+Mg0+1/3 Al 2 03
>1
Si02 +2/3Al2 03
Nos estudos que o IPT verr. desenvolvendo tem sido ado tado o Índice sugerido por Dron (3). Segundo este autor a reatividades hidráulica das escórias pode ser medida pela determinatao da sua solubilidade em urna solucao de soda em pH 12,6. o·estudo com vidros sintéticos mostram que esta so lubilidade varia proporcionalmente com a relacao:
R'= (Si0 2 +Al 2 0 3 ) 2
e re
o estudo lacao sa
t
com escóri isfatória
as com
i
ndustriais mo a resist~ncia
strou das
que ha argamas
urna sas
acobar
se de mistura escória-cal hidratada.
258
Para este autor a escória é de qualidade aceitável quando a rela~io R' ~ superior a 0,18 e cita que para as escórias francesas R' varia de 0,20 a 0,30.
Dos resultados da análise qufmica apresentados por
Battagin (1) para as escórias brasileiras(*) os valores de R' sao os abaixo citados para os lotes analisados:
- USIMINAS: - CSN: - COSIPA:
0,22 - 0,25 0,27 - 0,27 - 0,27 0,24 - 0,26 - 0,28
2.3- Fra~io Vftrea
Al~m da compos1~ao química adequada o resfriamento
brusco ~ essencial para que se tenha a propriedade hidráu-
lica desejada. O nível de vitrifica~ao bem como outros de
talhes, fun~ao do processo de resfriamento, sao observa
veis ao microscópio Óptico, por exemplo: grau de vitrifica
~ao, natureza mineralÓgica das inclusoes cristalinas, a
presen~a de inclusoes gasosas e metálicas (ferro), morfolo
eciRludmosingersacoesn;cfiraatuar
amento, luz pola
compacidade, rizada a qual
f
ndice indica
de a
refra~ao presen~a
de fase cristalina. Diz-se tamb~m que a tonalidade tem im
a portancia, pois quanto mais escura, menos potencialmente -
hidráulica. Quanto compacidade, quanto mais porosas,mais
vítreas e claras, mais reativas. As observa~oes feítas ao
microscópio Óptico de luz transmitida estao resumidas em
seguida.
USIMINAS - Graos equidimensionais, vítreos, pouco porosos, claros e incolores. Inclusoes esf~ricas gasosas
e fratura concoidal. Matriz isótropa, nao apresentando evidencias de estigio incipiente de hidrata~ao/carbonata~ao. Inclusoes cristalinas
na matriz de fenocristais de formas retangulares, estriadas e espiculares, provavelmente de melilita e mervinita. Observa~ao esporádica de grios individualizados de quartzo. Urna amostra
apresentou como caráter secundario graos ligei ramente acastanhados e outra graos alongados. Índice de refra~ao >1 ,64.
(*) USIMINAS - Usina Siderfirgica de Minas. CSN - Companhia Siderfirgica Nacional. COSIPA - Companhia Siderfirgica Paulista.
259
- es~
COSIPA -
Graos equidimensionais, pouco porosos, transparentes e incolores. Matriz is6tropa e vítrea, com inclusoes cristalinas em formas quadrangula res e irregulares. Algumas inclusoes cristali nas com alta birrefring~ncia, podendo tratar-s; de pseudo wollastonita. Inclusoes esféricas ga sosas com relativa frequencia, graos individua lizados, opacos ou cristalizados raros. Quanto á tonalidade, diferiram quanto ao lote recebido,com cor castanha, castanho claro e incolor. Em caráter secundário duas amostras apresentaram graos alon~ados em forma de bastonetes. In dice de refracao >1 ,64.
Graos vítreos is6tropos com fratura concoidal e com inclusoes esféricas gasosas. Em caráter se cundário graos parcialmente cristalizados com superffcie estriada. Baixa frequéncia de graos a~ongados, opacos, nao magnéticos e graos de calcario. Inclusoes cristalinas tambem com as pecto pontilhado. Os graos is6tropos sao claros e transparentes enquanto os parcialmente crista lizados sao mais escures, com tonalidade acasta nhada. !ndice de refracao >1,64
A reatividade é também avaliada pelo teste de Michel
sen, ao microsc6Eio 6ptico, pela determinacao do tempo de
inicio de formacao de cristais aciculares de gipsita
a d(eCaasolu4m.2iHn2i
0 o
)
,
quando se adiciona solucao aquosa de sulfato esc6ria em pó. A reatividade é elevada quan-
do o tempo é.de 1 a 2 min. O resultado observado variou
como lote, de 2'50" a 5'30". As amostras que apresentaram
maior tempo eram mais escuras, evidenciando a importancia
da cor como características de avaliacao prévia da hidrau-
licidade da esc6ria.
Em resumo, segundo o autor desse estudo, o controle
da esc6ria por microscopia pode indicar rapidamente, de 10
a 15 minutos, o seu estado físico, vítreo ou cristalino, e
a natureza mineral6gica das inclusoes cristalinas, presen-
ca de hematita residual do processo de fabricacao e outras
contaminacoes eventuais.
·
Ao microsc6pio de luz refletida, pela observacao de se~oes polidas, devidamente atacadas com reagentes quími cos apropriados, pode-se observar detalhes da estrutura das escórias, difícilmente observáveis ao microscópio de luz transmitida.
260
3. ESTUDOS DE ATIVACÁO DA ESCORIA PARA USO COMO AGLOMERAN-
TE.
Segundo dados constantes da literatura, a reacio de hi dratacio da escória é aceleradn em meio fortemente alcali~ no, pela acio de sulfatos, ou ambos, senda a velocidade de reacio ainda favorecida pela finura da escória.Estes da dos foram aplicados aos estudos realizados no IPT com a es cória COSIPA, em diferentes etapas.
3.1 - Efeito compar~~ivo da soda caústica e da cal hidra-
tada
O efeito ativador de solucoes fortemente alcalinas foi estudado (4) com escória moida até finura Blaine de
a 400m 2 /kg, 600 m2 /kg e 900m 2 /kg (tempos de moagem: 2,Sh, S ,Sh
e 11h, respectivamente). Os ativadores foram adicionados água de amassamento, senda a soda caústica adicionada até elevar o pH para um valor acima de 12 e a cal hidratada o suficiente para a saturacio.
De fato, observa-se que a escória sem ativador tem hidratacio muito lenta, embora favorecida pela finura. Nos períodos iniciais de hidratacio o Íon OH- acelera a rea~ao, cuja velocidade vai depender do cátion presente. Em presenca de Na+ nenhum efeito é observado em funcio da fi nura, mas, com Ca 2 + o início e a continuidade da hidrata
a cio sio acelerados (Figura 1). O mesmo pode ser concluido
dos resultados da resistencia compressao: aos 7 dias de idade a resistencia é maior para a soda, invertendo-se o resultado aos 28 dias, quando a escória sem ativador ou com cal apresentam melhores resultados (Figura 2).
3.2 - Efeito do teor de cal na ativacao da escória
Foram realizados estudos com escória Cosipa, no IPT ( S ) , e com escória francesa, no INSA - Lyon, este Último com detalhamento da composicio dos hidratos formados ( 6 ).
No estudo realizado no IPT, foi empregada cal hidra
a tada para construcio, com elevado teor de calcio, finura
Blaine de 1000m 2 /kg e adicionada escória Cosipa com teo
res percentuais de 0.1, o.s, 2.0, s.o, 9.0, 13.0, 17.0 e
a 20.0. O lote de escória empregado tinha.um teor de vidro
de 94%, moida finura Blaine de 600 m2 /kg. O efeito do
a teor de cal foi observado nos valores da consistencia, tem
pos de início e de fim de pega e de resistencia compres~ sio de argamassas preparadas com areia-normal brasileira , proporcio 1:3 em volume. A título de comparacio, os mesmos ensaios foram realizados corn escória semente e com cimento
a Portland comum de composicao: 33,6% C3 S, 32,0% C2 S, 11.8%
de C3 A e 9.6% de C4AF; resistencia compressao aos 28 días de 33,4 mPa.
261
Consist~ncia normal (NBR-7215/82)
A esc6ria sem ativador requer menor quantidade de igua para a consist~ncia normal, nio se alterando praticamente até 1 ,0%, e aumentando em seguida progressivamente com o teor de cal (Figura 3).
Tempos de pega (NBR-7215/82)
A esc6ria sem ativador apresenta inicio de pega ap6s 57 horas de mistura, sem fim de pega observável até 84 ho ras ap6s a mistura. Nota-se que a simples adicao de 0,1l de cal hidratada acelera a~ reacoes, dimimuindo o tempo de início de pega para 16 horas e o fim de pega para 48 horas. Com 0,5% os tempos de inicio e de fim de pega igualam-se aos do cimento Portland. A partir desse valor a diminuicio
a é mais acentuada de modo a evidenciar a partir de 5%, ten
dencia estabilizacio.
a Resist~ncia compressio axial (NBR-7215/82)
A consist~ncia normal média das argamassas de esc6ria e
areia normal brasileira situaram-se na faixa de 164 ±zcm,
enquanto como cimento de referencia o valor foi de 162cm,
a mantida a relacao água/aglomerante igual a 0,48. A Figura
4 ilustra a variacao do teor de igua necessário
consis
tencia normal, em funcao do teor de cal.
a A desmoldagem dos corpos-de-prova para ensaio de resis
tencia compressio aos 3 dias s6 é possível a partir de 0,5% de cal. O ensaio de argamassa sem cal s6 é possível aos 14 dias de idade e aos 9 dias com 0,1% de cal. Para
a seis corpos-de-prova ensaiados, nas primeiras idades a re
sist~ncia compressao apresentou desvíos relativos máxf mes elevados para a esc6ria sem cal e para as misturas com teores de cal 0,1%; 0,5% e 1%.
a A Figura S ilustra a evolucao da resist~ncia compres
sao em funcio do teor de cal, evidenciando o crescimento da resistencias nas primeiras idades, até o valor de 5% e, a partir dos 91 dias, até 2%.
A partir destes teores praticamente nao há crescimento da resist~ncia até os 28 dias e um decréscimo a partir dos 91 dias. Estes resultados permitem concluir que para a ati vacao do potencial hidráulico da cal sao suficientes de 2l a 5% de cal. Quantidades maiores resultam em reacoes sem ganho de resist~ncia mecanica. Com 2% existe dificuldade em se desmoldar os corpos-de-prova nas primeiras idades, concluindo-se ser mais adequada a ativacao com 5% de esc6ria.
262
a Os resultados da resistencia cornpressao das argamas
a a sas de escória (Re) referidos resistencia
cornpressao
Co cimento tornado como referencia (Re) estao indicados na
Figura 6. Concluí-se que, a partir dos 28 dias, teores iguais
ou acima de 5% situarn a resistencia da escória entre 70%
e 80% da resistencia do cimento. Ern idades superiores, os
rnelhores resultados sao obtidos corn teor de cal até 2%. O
teor de 5~, considerado o mais adequado, apresenta os se
guintes percentuais em rela~ao ao cimento: 72% (28d), 75%
(91d), 80% (182d) e 88% (364d), valores que podem conside
rar a escória como de boa capacidade aglomerante.
Outros ensaios foram realizados corn a escória francesa
(SOLLAC- FOS-SUR-MER) em corpos-de-prova cilÍndricos, de
a 20mm x 40mm, empasta, com 10%, 15% e 20% de cal. Os resul
tados da resistencia compressao estao indicados na Tabe
la 2. O difratograma de raios-X e a analise térmica dife
rencial apresentam picos característicos ao carbo-alurnina~
a to
CC ao
4AcdeaHr1bc3o)á-laceliuocma~1(c3niCatataoO.A1~nCl a2teC00n33s.C~1af.C1. c00as3r.a1p1miHc-os2
0 s e
), aluminato de devidos calc com o tempo.
i
cá ta
l
c
i
o e
3.3- Efeito de ativantes combinados
O emprego de gipsita como um dos ativantes altera o
desenvolvimento de resistencia mecanica, ern virtude da for
ma~ao de etringita (3CaS04.ClA.32HzO). Na ativa~ao com so
da e gipsita foi identicada no difratograma de raios-X pi
cos de etringita, como hidrato mais evidente, aluminato
CC ca
4AcoHm13)o
e calcita tempo. Na
(C~Co3¿;
at1va~ao
o pico de com cal e
e~ri~gita intensifi g1ps1ta encontram-se
etringita, calcita e aluminato, como produtos formados; a
cal mostra urna diminui~ao,embora nao acentuada, ao longo
do tempo, devendo ter sido consumida na forma~ao do CaC03
e C4AH13, cujos picos aumentam de intensidade como tempo.
a ~ao se observou intensifica~ao dos picos devido etringia ta. Estes ensaios forarn realizados com a esc6ria francesa,
estando os resultados da resistencia compressao indicados na Tabela 2.
a
Na aplica~ao de escória para produ~ao base de fibra vegetal (8) foi estudada a
de compósitos sua ativa~ao
com cal e gipsita. O teor destes ativantes foram variados
como objetivo de minimizar o teor de cal livre,agente de
a teriorante da fibra. Os resultados da resistencia
com
a pressao e flexao (ASTM C 349) de corpos-de-prova de (4i
4x16)cm, bem como da cal livre determinada com etileno gli
col estao indicados na Tabela 3.
Os resultados indicam que fixado o teor de cal em 5%,
as resistencia caem com o aumento do teor de gipsita, nos
teores estudados de 5%, 10% e 15%. Fixado o teor de gipsi
ta em 10% as resistencias diminuem com o aumento do teor de cal de 0,3% para 0,9%.
263
O estudo deverá ser retornado para detalharnento da correla~ao entre estes deis ativadores. Destas misturas a de número (4) mostrou-se a mais adequada pelo baixo valor de cal livre determinado, e melhores resistencias.
4. AGREGADOS
Por ser a escória disponível granulada, o seu emprego tem que ser cuidadoso para controlar a atividade, e tirar proveito da mesma. Coincidentemente os tres estudos mais consistentes prevem o uso da escória como agregado miúdo.
Houve um pequeno estudo corn escória resfriada a frie e
britada, senda usada como agregado graúdo. O agregado, se
gundo as normas utilizadas, nio se · mostrou reativo, i
chegou-se a empregá-lo corno agregado graúdo em um edificio
de estrutura de concreto armado. Porém, os estudos
nao
avan~aram e nio se tem noticias de cutres empregos deste
tipo.
4.1 -Agregado para blocas de concreto
A escória granulada de alto forHo foi empregada na
a confec~ao de blocas de concreto em substitui~io areia na a tural (7),~obtendo-se resistencias compressio similares~
atendendo a especifica~io brasileira da época: média de 2,5 MPa e mínima individual de 2,0 MPa.
No entanto, deve-se frisar que a massa dos blocas so
freu urna reducao de quase 20% com o uso de escória,
di
10,418 kg por unidade ~ara apenas 8,545kg por unidade, o
que significa urna sensível redu~ao:de massa das paredes. A
absorcio de água nio aumentou sensivelmente pela reducio
de massa (blocas com areia: 5,99% e os corn escória 6,52%).
4.2 - Agregado miúdo para argamassas ·e ·concretos
O ernprego da escória para esta finalidade teóric! mente é bem interessante pois utiliza-se o sub-produto sem ter que mee-lo, e .com isso necessi tar de urna instalacao i!! dustrial e consumo de energía. Ainda mais, como é um produ to com certa atividade, a adicao da escória poderá reduzir o consumo de aglomerante.
Logicamente, nos estudos experimentais estas reposi ~ces nao se verificaram corn tanto ressalto, porém conclusoes importantes foram obtidas.
Silva e Almeida (8) compararam concretos feítos corn areia natural e escória granulada, ambas com módulos de fi nura de mesma ordem de grandeza. Os concretos estudados ti nham o teor de argamassa seco de 0,48 ou 0,49, consisten--
cia de 60 ± 1Omm ("slump") e consumo de cimento variando de
260 a 450 kg/m3 •
264
Pelos ·resultados obtidos, os concretos com esc5ria
apresentaram níveis de resistencia a compressao axial de
at& 59% du concreto de referencia (com areia) para consu
mos de cimento da ordem de 260kg/m 3 e praticamente 100% pa
ra consumos acima de 350kg/m 3 •
-
Quanto as demais propriedades: módulo de deformacao
estática, retracao por secagem, aderéncia armadura-concre-
to e corrosao da armadura, os resultados se apresentaram
compatíveis aqueles apresentados pelo concreto de referén
cia quando nao melhores.
-
Por isso, os autores concluíram que nada impede o uso da escória granulada de alto forno como agregado miú do, desde que se estabelecam especificacoes que fixam as características químicas e físicas exigíveis no recebimento deste material.
Num trabalho mais recente, Scandiuzzi e Battagin (8), retomaram o tema estudando argamassas contendo escória em
comparaeao com areia natural, (granito britado e areia nor
mal brasileira, nos traeos 1 :2; 1:2 1/2 e 1:3 1/2 (cimento:
agregado miúdo), senda o aglomerante o cimento portland de alto forno (AF). Todas as argamassas tinham escoamento igual a 110 ~S% ("flow-table").
Os autores conduziram um trabalho exaustivo avaliando a acao da escória quanto ao desempenho mecanice das argama~ sas, a sua reatividade química e a interface pasta-agregado.
Os resultados obtidos indicaram que nas primeiras idades a resistencia a compressao das argamassas com escória foi me nor, senda esta diferenea minimizada ao longo do tempo.A ex plicacao dos autores é que a resistencia baixa inicial é de vida a maior quantidade de água necessária para a consiste~
a cia requerida e o aumento da resistencia nas idades mais ~
vaneadas deve-se maior aderencia pasta-agregado. Os auto res constataram o desenvolvimento de urna camada ou película superficial de hidratacao da escória, hidratacio incipiente, fenomeno nio expansivo que contribuí, adicionalmente, para urna maior adercncia pasta-agregado.
S. COMENTÁRIOS FINAIS
Os exemplos citados~neste artigo demonstram o granªe p~ tencial de uso das escorias Lrasileiras na construcao CL
\\ il.
No entanto, deis fatures ainda dificultam a efetivacio
do uso em larga escala. Um deles é a própria aquisicio de
escória, que está localizada em pontos fixos e que nio tem urna política de comercializacio ampla e aberta; na verdade, as siderúrgicas querem solucionar o problema de estocagem deste sub-produto, o qual teria um retorno economice positi vo se fosse adequadamente comercializado. Por outro lado,os possíveis usuários nao conhecem o produto nao tendo capacidade para ayaliar o seu potencial.
265
Deve-se por fim alertar que é wn sub-produto, com pro
a priedades nem sempre homogéneas e que· seu uso, apesar de
ser interessante e Útil ·constru~ao Civil, deve ser rea lizado com os devidos cuidados.
266
6. REFERENCIAS (1) ESPER, M.W.; AGOPYAN, V. O emprego da esc6ria granula-
da de alto-forno em cimentes Portland no Brasil - Se minário Latino Americano sobre utilizacion de escó-rias de Altos-Hornos en la construcción. (2) BATTAGIN, A.F. Aplicacao de técnicas físico químicas na caracterizacao mineralÓgica das escórias de altoforno.das principais usinas siderúrgicas do Brasil. In: 31f REUNIAO DE TSCNICOS DA INDOSTRIA DO CIMENTO, 31. Sao Paulo, Associacao Brasileira de Cimento Portland. 1980. (3) DRON, R.. Structure et reactivité du laiter granulé, 8th Int. Congre. on the Chem. Cem. 22-27 set,1986, 6 vol, Vol VI, p.81-85. (4) TEZUKA, Y.; FLORINDO, M.C.; SILVA, E. Cement based on blast-furnace slag. In: INTERNATIONAL CONFERENCE ON DEVELOPMENT OF LOW-COST AND ENERGY SAVING CONSTRUCTION MATERIALS. Rio de Janeiro, jul. 9- 12. v.1, p.315-330. (5) INSTITUTO DE PESQUISAS TECNOLOGICAS DO ESTADO DE SAO PAULO S.A. "Estudo e avaliacao comparativa do poder aglomerante da escória de alto-forno granulada".1989. CRe 1 . I PT n9 21 • O31 ) • (6) TANGO,C.E.S., Estudo sobre a ativacao de urna escória de alto-forno, INSA- Institut National des Sciences Appliquées - Lyon - Franca - Em curso de publicacao pelo IPT. (í) MOURAO, J.N.; CARDOSO, E.V. Uso da escória granulada de alto-forno como agregado na fabricacao de blocas
de concreto. Sao Paulo, IB~~CON, 1977. 33p.
(8) SCANDIUZZI, L.; BATTAGIN, A.F. A utilizacao de escória yranulada de alto-forno como aaregado miudo. Sao Pau o, Associacao Bras1leira de C1mento Portland, 1990. 3Sp. (Estudo Técnico, 95).
267
TABELA 1 - Composicao de escórias de alto-forno (1)
Constituin Porcentagem indica
tes
da na literatura
Si02 Ca O A!203 MgO MnO Fe 203 FeO S
2 3 - SS 27 - SS
S - 25
2 - 12
O, S - 3
O, S - 2
o' 4 - 1 '2
Porcentagem das escórias brasilei ras.
30 - 3S
- 40 45 - 1 1 1 8
2, S - 9
o- 2
o- 2
0,5-1,S
268
a TABELA 2 -Resultados de ensaios de resistencia
compres sao
---------------------------------------------------------------~------
! Allvanle/Escória ! Res1sl~ncia • Compresslo * CMPa>
Condic1o de
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2115 ! 23,0 ! 26,5
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5 ! - ! 2 ! 2317
2515 ! 44,5 ! 44,4
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7 ! 5 1 - ! 3 ~ 2814 ! 3814 ! 38,0 ! 37,i
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' 1o ! - ! 211 4 ! 301& ! 3219 ! 32 •6
----------l-------!-----!------!--------!---------!---------l---------
9
! 15 ! - ! 211& ! 3011
2615 ! 3011
----------!-------!-----!------!--------!---------!---------!---------
10
! 20 ! - ! 1810 ! 2&10 ! 33,8 ! 3315
* Valor aats alto da sérle de 3 Clrés> corpos de prova
269
TABELA 3 - Resultados de ensaios de compósitos de fibra vegetal; Aglomerante: escoria + cal + gipsita
Constituintes do compósito
Escória Cosipa Cal hidratada Gipsita Areia
Água
Fibra de coco
Proporcao dos constituintes
(1 )
0,90 0,05 0,05 1,00 0,419 0,01
Série A (2)
0,85
0,05
o, 1o
1,00 0,419 0,01
(3) 0,80 0,05
o' 15
1,00 0,419
o,01
(4)
0,897 0,003
o' 100
1,00 0,419 0,01
Série B
(S)
0,894 0,006
o' 100
1 ,00 0,419 0,01
(6)
o,891
0,009
o' 100
1,00 0,419 0,01
N..... o
Propriedades:
Resultados
. a Resistencia flexao (MPa)
a Resistencia compressao (MPa)
Cal livre (CaO,%)
6,12 22,12 0,96
5,28 17,01 . 1,06
4,38 12,63 1,34
6,64
40' 15
o,79
6,66 34,52 0,82
5,28 18 '77 0,98
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O - Inicio de poga A -- Fim do pega
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6,0\_0\_\_\_.
900
Áflf.A ESPECÍfiCA BLAINE '(m2;hg)
FIGURA 1 - Efeito da ativa~ao da soda e da cal nos tempos
de início e de fim de pega da escória.
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7
28
91
1DADE (dios)
FIGURA 2 - Efeito da finura e da ativacao da soda e da cal
a na resisténcia cornpressao da escória.
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TEOR DE CAL (~.)
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TEOR DE CAL (%)
a FIGURA S - Evolucao da resistencia compressao de argamassas de
escória-cal, em fun~ao do teor de cal.
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TEOR DE CAL (%)
FIGURA 6 - Porcentual da resistencia a compressao axial da argamassa de escória-
cal (Re) em rela~ao ao cimento de referencia (Re) em fun~ao do teor de cal.
USE OF GRANVLATED BLAST-FURNACE SLAG IN CONCRETE IN CANADA--A REVIEW V.M. Malhotra (*)
RESUME This paper reviews the development and use of granulated blast-furnace slag in Canada. Reference is made to the slag production and its use as a separately-batched material in concrete. Data are presented on the mechanical properties and durability of concrete incorporating Canadian slags. The paper is concluded with relevant parts of a Canadian standard dealing with pelletized/granulated slags.
(*) Concrete Technology Section, CANMET, Energy, Mines and Resources Canada.
277
ACI Honorary Member V.M. Malhotra is Head of the Concrete Technology Section, Canada Centre for Mineral and Energy, Technology (CANMET), Energy, Mines and Resources Canada, Ottawa, Canada. He is a former member of the ACI Board of Direction, and has served on numerous ACI and ASTM committees. He is a prolific author, editor, and researcher, and has received many awards and honors from ACI and other institutions throughout the world.
l. INTRODUCTION
Historically, granulated blast-furnace slag has been in use in concrete in Europe for wellSO years. However, immediately after the Second World War, when portland cement was in short supply, the use of slag became more commonplace. This was particular!y so in Germany and the Netherlands. Till recentiy, in Canada and the U.S.A. pórtland cement was relatively cheap, and there was no incentive for the ready-mixed concrete industry to use alternative cementing materials. The energy shortages of the 70's changed all this. The environmental concerns combined with high-energy costs, have forced cement companies to seek alternative cementing materials which can partially replace portland cement in concrete. Granulated blastfurnace slag is one such less energy-intensive material. This paper reviews the Canadian developments in the use of blast-furnace slags in concrete, and gives chemical and mineralogical properties of the Canadian slags. The properties of the fresh and hardened concrete incorporating the slags are discussed, and data are presented on the durability aspects of the slag concretes.
2. DEVELOPMENT OF PELLETIZED AND GRANULATED BLAST~FURNACE SLAGS IN CANADA
The granulated blast-furnace slags for use in concrete were developed in Canada in the late 1960's. Emery et al (1) describe the earlier Canadian developments as follows:
"The slag pelletizer was developed by National Slag Limited in Hamilton as a positive means of bringing the very high gas emission levels typical of the "pit foaming" process under control. Pelletized slag is produced by expanding molten blast-furnace slag under water sprays, and then passing the flow of this pyroplastic material over a spinning drum on which fins are mounted that break it up, and fling the slag in the air for a sufficient time (and distance of approximately 15 metres) that surface tension forms pellets. From an air pollution viewpoint this process has two advantages. First, while previous expanding processes have been of the batch type, this is a continuous process so that gaseous emissions are effectively diluted by generation
278
over a long period of time. More importantiy, the mass of pyroplastic foaming slag is dispersed into relatively small individual particles, which by immediate contact with air, cool the surfaces sufficiently quickly that further release of gases is terminated. Because of this rapid cooling, the pelletizer can be thought of as an "air granulator".
National Slag Limited now has licences of the process in many countries around the world including Australia, England, France, Japan, Sweden and the U.S.A. Fig. 1 shows a sketch of a pelletizer.
Currently, in Canada about 400,000 metric tons of slag is pelletized annually and separately ground for use as a cementing material by the St. Lawrence Cement Co., Lafarge Canada Inc. and St. Mary's Cement. The pelletizers are installed near Hamilton, Ontario where the major steel producers are located.
In 1984, as a result of the development work at the Canadian Centre for Mineral and Energy Technology (CANMET), Reiss Lime Company of Canada became interested in the possibility ofproducing ground, granulated blast-furnace slag in Sault Ste. Marie, northern Ontario, where the Algoma Steel Corporation is located. In mid-1985, construction began at two sites, the conventional water granulation plant situated at the No. 7 blast-furnace of the Algoma Steel Corporation Ltd., and the grinding plant located adjacent to the Reiss Lime production facility 150 km east of Sault Ste. Marie. The first load of ground, granulated slag was shipped in October 1986. The current annual production is about 150,000 metric tons.
3. CHARACTERIZATION OF CANADIAN SLAGS
The ground pelletized or granulated slag is off-white in colour, with a specific gravity of about 2.9. The mean particle size is about 10 JJm, same as for normal portland cement.
The glass content of the slag is about 90 per cent. The predominantly glassy nature of the slag shows a broad band which extends from 20 to 40 deg. 2e and is centred at approximately 32 deg. 2e in the X-ray diffractograms (Fig. 2). Also, melilite has been identified as the minor crystalline phase.
The typical chemical analysis of the Canadian slags is given in Table l. The magnesium content of one of the slags is very high i.e. about 18%. XRD analysis indicates that the magnesium is distributed between the melilite and the glass rather than being present in a more liberated form such as periclase (MgO). Therefore, the slag with a high magnesium content may be considered as a calcium magnesium aluminosilicate glass in which the magnesium is a glass modifying element with a similar function to calcium (2).
279
4. MIXTURE PROPORTIONS AND PROPERTIES OF FRESH CONCRETE INCORPORATING SLAG
4.1 Mixture Proportions
The proportions of ground granulated or ground pelletized blast-furnace slag• to be used in concrete depend upon the job requirements. In normal ready-mixed concrete operations, in which the primary aim is to conserve cement, the usual proportions vary from 25 to 50 per cent by weight of cement on a cement replacement basis. However, if the purpose is to enhance sorne aspect of concrete durability, e.g., sulphate resistance, then the slag content is at least 50% of the total cementitious material. As each slag has a unique chemical composition, glass content, and fineness, it is necessary to perform exploratory investigations with the cement, aggregates, and chemical admixtures to be used in each specific project.
The specific gravity ofthe Canadian slags ranges from 2.85 to 2.95, compared to 3.15 for portland cements. Thus, a given replacement of cement by slag on a weight basis results in higher volume of paste in a concrete mixture. This result is of little consequence at lower percentages of cement replacement. If, however, 50 to 75 per cent cement replacements is being considered, this will affect the rheology of the concrete mixtures.
4.2 Time of SettinK
The incorporation of slag as a replacement for cement in concrete may result in somewhat increased setting time for concrete. In one CANMET study, at 25 per cent cement replacement there was no significant increase in the initial setting time whereas final setting time increase ranged from 16 to 101 min (3). At 50 per cent cement replacement, the increase in the initial setting time of the concretes ranged from 17 to 80 min., whereas the increases in the final setting time ranged from 93 to 192 min (3).
4.3 BleedinK
Few published data are available on the bleeding of slag concretes. Slags are generally ground to a higher fineness than normal portland cement and, therefore, a
•Granulated slag implies that the slag is granulated by rapid-water quenching of the molten slag, whereas pelletized slag implies that the granulation is achieved by a pelletizing process in air. Hereafter, these are referred to either as granulated or pelletized slag, or only as slag when reference is made to both types.
280
given mass of slag has a higher surface area than the corresponding mass of portland cement. As the bleeding of concrete is governed by the ratio of the surface area of solids to the volume of water, in all likelihood the bleeding of slag concrete will be 1ower than that of the corresponding control concrete. The slags now available in C1nada have finenesses, as measured by the Blaine surface area method, greater than
\_;00 cm2/g compared with that of about 3000 cm2/g for portland cement. Thus, in concrete in which a given mass of portland cement is replaced by an equivalent mass of slag, bleeding should not be a problem.
•.:A Dosa¡:e of Chemical Admixtures
The dosage requirement of an air-entraining admixture to entrain a given volume of air in slag concrete increases with increasing amounts of slag. The increased demand for the admixture is, once again, probably due to the higher total surface area of the slag particles as compared with that of the portland cement particles. For example, in one CANMET investigation, the dosage of admixture
needed to entrain about 5 per cent air increased from 177 mLim3 for the control
concrete to 562 mL/m3 for the concrete mixture incorporating 65 per cent pelletized slag (3). The water-to-(cement + slag) ratio was 0.30. At higher water-to-(cement +slag) ratios, the increase was not as marked as that at lower water-to-(cement + slag) ratios.
Limited investigations at CANMET have shown that superplasticizers (highrange water-reducing admixtures) are as effective in slag concrete as they are in normal portland cement concrete, in spite of different dosage requirements (3). In one investigation dealing with the pelletized slag, the dosage required for a melamine formaldehyde, sulphonated-type superplasticizer decreased from 1.3 per cent by weight of cementitious material for the control concrete to 1.0 per cent for the concrete mixture incorporating 65 per cent slag. This finding may or may not be true for concretes incorporating other types of slags, or superplasticizers, or both.
5. MECHANICAL PROPERTIES OF CONCRETE INCORPORATING SLAG
5.1 Compressive Stren¡:th
The compressive strength development of slag concrete depends primarily upon the type, fineness, activity index, and the proportions of slag used in concrete mixtures. Other factors that affect the performance of slag in concrete are the waterto-cementitious materials ratio and the type of cement used. In general, the strength development of concrete incorporating slags is slow at one to five days compared with that of the control concrete. Between 7 and 28 days, the strength approaches that of the control concrete and beyond this period, the strength of slag concrete exceeds the strength of control concrete. The strength versus age relationships of concrete · incorporating pelletized slag are shown in Fig. 3 and 4. The data presented in the figures indicate that, for the pelletized slag investigated, the compressive strength of
281
the slag concrete is Iower than that of the control concrete, particularly at early ages,
and this is markedly so for the concretes with low water-to-(cement + slag) ratios.
Malhotra et al. reported investigations in which small amounts of condensed silica fume have been added to pelletized slag concrete to increase the early-age strength (3). Fig. 5 illustrates the strength development of concrete from 1 day to 180 days. The authors concluded:
"The low early-age strength ofportland cement concrete incorporating blast fumace slag can be increased by the incorporation of condensed silica fume. The gain in strength is, in general, directly proportional to the percentage of the fume used.
At three days, the increase in strength is generally
marginal especially for concrete with high W/(C +BFS).
However, at the age of 14 days and beyond, with minor exceptions, the loss in compressive strength of concrete, due to the incorporation of BFS, can be fully compensated for with a given percentage of condensed
silica fume, regardless of the W1(C +BFS). This is also
true for the flexura! strength.
The continuing increase in strength at 56, 91 and 180 days of the concrete incorporating BFS and condensed silica fume indicates that sufficient lime (liberated during the hydration of portland cement) is present at these ages for cementitious reaction to continue."
5.2 Flexural Stren~:th
In general, at seven days and beyond the flexura! strength of concrete incorporating slag is comparable to, and in sorne instances greater than, the corresponding strength of plain portland cement concrete. Typical data are shown in Fig. 6.
5.3 Youn~:'s Modulus of Elast.icity
Regardless of the water-to-cementitious ratio, the Young's modulus of elasticity of slag concrete is comparable to that of plain portland cement concrete (3).
Por example, in one investigation, for a water-to-(cement + slag) ratio of 0.55, when
50 per cent of cement was replaced by slag, the Young's modulus of elasticity for plain portland cement concrete and granulated slag concrete was 31.1 and 32.0 GPa,. respectively (3).
282
5.4 Dryin2 Shrinka2e and Creep
There are few published data available on the drying shrinkage and creep of (;Oill:rete incorporating Canadian slags. Furthermore, the available data from South Afríca and Japan are conflicting because of the fineness of the slags used, methods of tests, age of testing, humidity conditions, and the stress-strength ratio employed (3). However, it is believed that Iike the fly ash concrete, the drying shrinkage and creep of slag concrete would be comparable or lower than that of the plain portland cement concrete because of the comparable or lower water requirement, and hence lower paste content.
6. DURABILITY OF CONCRETE INCORPORATING SLAG
The increased durability of portland cement concrete incorporating slag results primarily from a finer pore structure and reduced contents of easily leached calcium hydroxide in the hardened cement paste. Also, the dilution of t!1e reactive C3A component of the portland cement by the replacement of cement by slag contributes to increased resistance of slag concretes to sulphate attack. Sorne aspects of durability of slag concrete are discussed below.
6.1 Resistance to Repeated Cycles of Freezin2 and Thawin¡:
Several research investigations at CANMET have shown that slag concrete has excellent resistance to repeated cycles of freezing and thawing when tested in accordance with ASTM Test C 666 Procedure A or B, with durability factors in excess of 90 (4,5). Test data from one such investigation are shown in Table 2.
6.2 Resistance to Sulphate AUack
Hooton (6) has published sorne data on the resistance of pelletized slag concrete to sulphate attack. He concluded as follow:
Concretes made with 45 and 72% slag replacement of portland cement are not exibiting any deterioration after 10.5 years in 3000 mg/L S04 sulfate solutions, while those made only with portland cement, having C3A contents ranging from 3.5 to 12.3% are all showing various degrees of damage.
Accelerated mortar bar tests, similar to the ASTM C1012 test procedure, have demonstrated that 50% slag replacement (with a low A120 3 slag), regardless of cement C3A content (up to 12.3%) is adequate to provide better performance (i.e. lower expansions and less visual damage) than a CSA Type 50 sulfate resistant portland cement with a C3A of 3.1 %.
283
It should be cautioned that the results of this study are based only on pelletized slags produced at Dofasco's blast furnaces in Hamilton, Ontario, and ground to a specific Blaine fineness, and should not be extrapolated to other sources of slag. It is recommended that each source of slag be tested by ASTM e 1012 in order to judge its sulfate resistance. Further, it is cautioned that regardless of cementing materials, the sulfate resistance of concrete is largely governed by proper concrete proportioning and practices.
6.3 Deicin¡: Salt Scalin¡: Resistance
The data on deicing salt scaling resistance of slag concretes are Iimited and inconclusive. The ASTM Standard e 672 which is used to evaluate the deicing salt scaling resistance has poor reproducibility, and is very subjective. Research investigations by eANMET and Ontario Ministry of Transportation (MTO) show Lilat slag concretes perform poorly in the Iaboratory scaling test as compared with plain portland cement concrete (6, 7). Notwithstanding the above, the field performance of slag concrete is satisfactory, and the MTO has allowed the use of up to 25 per cent slag replacement in concrete subjected to deicing salt scaling (6).
6.4 Resistance to Penetration of Chloride Ions
The slag concretes show considerably more resistance to the penetration of chloride ions than plain portland cement concrete (8). Data by Fernandez and Malhotra developed using chloride-ion permeability test (AASHTO T 277-83) are shown in Fig. 7. It is generally agreed that for concretes with very low permeability, the value of coulómbs should be below 1000.
6.5 Control of Alkali-A¡:¡:re¡:ate Reactions in Concrete
Research work has been sponsored by eANMET to evaluate the use of slag for controlling alkali-aggregate expansive reactions. Soles et al (9) have shown that for highly expansive alkali-carbonate reactive rock, expansions were greatly reduced when 50 per cent of high-alkali cement was replaced by slag.
6.6 Abrasion Resistance of Concrete
The data on the abrasion resistance of slag concrete are scarce. Exploratory studies at eANMET show that the abrasion resistance of slag concretes may be lower than that of plain portland cement concrete (8). However, in these studies, this was perhaps due to the lower compressive strength of the slag concrete as compared with that of the control concrete. Research should be undertaken to determine comparative data on the abrasion resistance of slag and plain portland cement concretes at equal strength levels.
284
6. 7 Standards and Specifications
Canada and several other countries have published specifications and standards to cover the use of slags in concrete. Canadian standard CAN3-A23.5-M82, "Supplementary Cementing Materials and Their Use in Concrete Construction11 is a performance oriented document, and parallels ASTM specification on the subject (10). Table 3 gives the essential clauses of the Canadian Standard. In addition to the above specifications, Canadian Standards Association has also published a Standard dealing with cementitious hydraulic slag (11). This specification was developed primarily to cover fue use of a pelletized slag produced in southem Ontario.
7. CONCLUDING REMARKS
The Canadian slag industry has come of age, and slag is being used increasingly in concrete. Research is needed to develop more detailed data on creep, abrasion and long-term performance of slag concrete exposed to deicing salt scaling.
Research is also needed to obtain information on temperature rise in mass concrete when high-volumes of slag are used to replace portland cement.
8. REFERENCES
l. Emery, J. J., Cotsworth, R.P. and Hooton, R. D. 11 Pelletized Blast-Furnace Slag"; Proceedings, CANMET Seminar on Energy and Resources Conservation in the Cement and Concrete Industry, Paper No. 4.1, 1976.
2. Douglas, E., Wilson, H.S. and Malhotra, V.M. "Production and Evaluation of a New Source of Granulated Blast-Furnace Slag11 ; ASTM Cement, Concrete and Aggregate, Vol. 10, No. 2, Winter 1988, pp. 75-87.
3. Malhotra, V.M. "Properties of Fresh and Hardened Concrete Incorporating Ground Granulated Blast-Furnace Slag"; Chapter 5 in CANMET Special Publication SP86-8E: Supplementary Cementing Materials, 1987, pp. 291331.
4. Malhotra, V.M. "Strength and Durability Characteristics of Concrete Incorporating a Pelletized Blast-Furnace Slag"; ACI SP79, 1983, pp. 891-922. (Editor: V.M. Malhotra).
5. Malhotra, V.M. "Mechanical Properties and Freezing and Thawing Durability of Concrete lncorporating a Ground-Granulated Blast-Furnace Slag"; CANMET Int. Workshop on Granulated Blast-Furnace Slag in Concrete, Toronto, 1987, pp. 229-274.
285
6. Hooton, R.D. "Applications and Durability of Slag Cements in Concrete"; Proceedings, Int. Conf. on the use of fly Ash, Slag, Silica fume, and other Silicious Materials in Concrete, Leura, Australia, 1990.
7. Bilodeau, A., Carette, G.G., and Malhotra, V.M. "Resistance of Concrete Incorporating Granulated Blast-Furnace Slags to the Action ofDeicing Salts"; CANMET-sponsored International Workshop on Granulated Blast-Furnace Slag in Concrete, Toronto, Canada, 1987, pp. 459-484.
8. Fernandez, L., and Malhotra, V.M. "Mechanical Properties, Abrasion Resistance, and Chloride Permeability of Concrete Incorporating Granulated Blast-Furnace Slag"; ASTM Cement, Concrete and Aggregates, Winter 1990, Vol. 12, No. 2, pp. 87-100.
9. Soles, J.A., Malhotra, V.M., and Chen, H. "CANMET Investigations of Supplementary Cementing Materials for Reducing Alkali-Aggregate Reactions: Part 1--Granulated/Pelletized Blast-Furnace Slags"; ACI SP114, Vol. 2, 1989, pp. 1137-1657. (Editor: V.M. Malhotra).
10. CSA Standard CAN3-A362 M83, "Blended Hydraulic Cements", Canadian Standards Association, Rexdale, Ontario, 1983.
11. CSA Standard A363-M 1983, "Cementitious Hydraulic Slag", Canadian Standards Association, Rexdale, Ontario, 1983.
286
Table 1 - Typical Chemical Analysis of canadian Slags
AFcSaeil0o22oo233 MgO MNTK2ani0O02o2
P205 BaO sro LzOr oI 2 so3
Granulated, sault ste. Marie
4600 cm2g
38.35 8.76 0.61
32.34 18.64
0.22 0.36
o. 71
1.41 <0.01
0.03 0.05 0.01 -2.01 2.36
Pelletized
4200 cm2¡g
38.8 6.55 1.30
35.1 12.1
0.37 0.30 0.47 1.19
---0.02 ---0.04
-0.84 3.30
Total
99.48
100.3
= NOTE: LOI loss on ignition
•
287
Table 2 - SU!nary of Test Results on Concrete Prisms after 300 cycles* of Freezing and Thawing
Mixture Mixture
series
no.
\_w\_
C+S
Slag as replaceiEI'lt for ceGEnt,
X
Air content in fresh concrete, X
Per cent change at the end of freeze-thaw cycl ing
Pulse Weight Length velocity
Resonant frequency
Durability factor
1
1
0.70
o
6.6
-1.47 -0.005 +0.42
-0.92
98
2
0.70
25
6.0
-2.43 -0.014 -1.25
-2.34
95
3
0.70
50
5.9
-1.85 -0.006 -2.22
-2.46
95
4
0.70
15
6.1
-1.52 -0.001 +4.84
-2.70
95
N
co co
11
5
0.55
o
6.0
-0.49 +0.004 -2.10
-0.61
99
6
0.55
25
6.0
-0.61 +0.001 +1.06
-1.43
97
7
0.55
50
6.2
-1.36 +0.012 +0.45
-1.85
96
8
0.55
15
6.7
-0.62 -0.011 +0.42
-3.42
93
*
Actual
~r
of
cycles
of
freezing
and
thawing
at
the
te111ination
of
the
test
.
varied
.
between
310
:t
10.
Table 3 - CSA Standard CAN3-A23 5-M82*: Supplementary Cementing Materials ond Their Use in Concrete
Chemical Requirements
Property
Ground, granulated blast-furnace slag
Mininun frequencyof testing
SO:J, max., %
5.0
Loss on Ignition,
max., %
Lot of 1000 metric tons Lot of 100 metric tons
*From reference (11). **When sufficient test data hove been accumulated showing to the
satisfaction of thc owner thot a source consistency complies with the requirements, thc test frcquencies may be rcduced up to 10 times the stated value.
Supplementary Optional Chcmical Requirements*
Property
Ground, granulated blast-furnacc slag
Mininun frequency• of testing
Moisture content,
max., %
3.0
Lost or 100 metric tons
*From reference (11). **When sufficient test data have been accumulated showing to the
satisfaction of the owncr that a source consistently complies with the requirements, the test frcquencies may be rcduced up to 10 times the stated values.
cont'd •••
289
Table 3 - CSA Standard CAN3-A23-M82: Supplementary Cementing Materials and Their Use in Concrete (cont'd)
Physical Requiremcnts
Property
Ground, granulotcd
furnoce slag
Mininun frequcncyof testing
Slag Activity Index: with portland
cemcnt at 28 d, min. X of control
80
Soundness: Autoclave expansion or
contraction, max •• X
0.5
Fineness: when wet sieved on 45-pm
sieve max. X retained
20
Uniformity Requiremcnts: The
relative density and fincness of
individual samples shall not vary
from the average established by
the 10 preceding samples, or by
all preceding samples if fewer
than 10, by more than:
Relative Dcnsity max. variation,
from average, X
5
Percentage rctained on the 45-pm
sicve, max. variation from average,
percentage points+
5
Lot of 1000 metric tons Lot of 1000 metric tons Lot or 100 metric tons
*Uhen sufficient test data have bcen accumulated showing to the satisfaction of the owner
that a source consistently complics with the rcquiremcnts, the test frequencies may be rcduccd up to 10 times thc stated valuc.
+lf average is equal to 20X, thcn allowablc variation = 15% to 25%.
290
1,2.3,4, Wo\\TER..IETS
Fig~ l - Sketch showing a pelletizer.
1
1
1
1
;~¡\\
4000 cm2fg
,,...,..,...,~olh,J'I'IH'f><M~f>tw\\~1.¡,." 5000 cm2fg
'N.VrtM·itl,
.'
./
tN~My;(M
l
1
1
1
1
1
60
50
40
30
20
10
DEGREES 2t
Fig. 2 - XRD traces (CuKa) for slags. From reference (2).
291
70r---------------------------------------------~
10
:.
2
:i 50
t; z
1&1
ta;: 40
!:!
¡¡; 30
Cll
1aa&.:1
2 zo
8
AJR-ENTRAINED CONCRETE
W/(C+S) • 0.56
Slag type: Pelletlzed (Canada)
10
21
ti
su
AGE,DAYS
Fig. 3 - Age versus compressive strength relationship for air-entrained concretez W/(C+S) • 0.56. From reference (3).
70 r-------------------------------------------------------~
10
l.
2
x" 50
~
zel)
1&1
ta;: 40
¡>1&¡1;so
Cll
8aa1&:.1 zo
AIR·ENTRAINEO CONCRETE
W/(C+S) • 0.46
Slag type: Pelletlzed (Canada)
10
o~1 ----------\_.-------2-1~------11~~------~
AGE,OAYS
Fig. 4 - Age versus compressive strength relationship for air-entrained concrete: W/(C+S) • 0.46. From reference (3).
292
• 70
o.
!!
.X.. 60
~ 50
tawi: 40
>w
iñ
30
fl)
w
o0..: 20
o:E
(.)
10
Camant : A8Tiot Typa 1
Slag type: Pelletlzed (Canada)
C.A.: Cruehad llmntona (1Dmm maa. alza)
F.A. : Natural aand
A.!.A. : A aulphonatad-hydrocarbon type
Suparplutlclzar : A naphthalana beaad product
8paclmen alza : 100 1 :ZOO mm cyllndar
Curlng condltlon : Molat curlng
= W/(C + BFS) 0.50
o
1 AGE, days
Fig. 5 - Age versus compressive strength relationship for concrete incorporating condensed silica fume and pelletized slag: W/(C+BFS) • 0.50.
From reference (3).
10
o
~a
X
t;
z•
a1.1:.1
tUl .J 4
e(
~
)(
~2
~
AGE • 14 OAYS
W/(C+S) • 0.56
Slag type: Pelletlzed (Canada)
10 ,..
AIR •ENTRAINED CONCRETE
o ~8
AIR· ENTRAIHED +SUPERPLASTICIZED CONCRETE
X 1-
~ • ¡...
1.1.1
~
Ul
~ 4-
a:
::::1
)(
~ 2 1-
11..
0'--...IC<L-.....IIQ,..-~.\_\_-..U.\_
CONTROL 2~%
4~%
6~%
CONTROL 25%
REPLACEMENT OF CEMENT BY SLAG, $
45%
Fig. 6 - Flexura! strength of air-entrained concrete at 14 days: W/(C+S) • 0.56.
From reference 3.
293
• 8000
.a Eo '3o
w() 4000
(!J
a:
"':oz:: 2000
,~~-......
""IS'J ~o ·->o
,....,...(,
c"IS' "". .,e r¡ ~o
o "151::1~ '"'"' ·~.,.
Age at test: 28-day
REPLACEMENT OF CEMENT BY SLAG, 'lfl
Fiq. 7 - Values of coulombs as an indicator of chloride ion permeability of concrete. From reference (8).
294
ALKALI ACTIVATED BLAST-FURNACE SLAG CONCRETES; PROPORTIONING AND PROPERTIES
E. Douglas, A. Bilodeau, and V.M. Malhotra (*)
RESUME
The purpose of this study was to formulate the proportioning of concrete mixtures made with ground granulated blast-furnace slag activated with sodium silicate, and to determine their properties. Six mixtures were made with a
sodium silicate solution having silicate modulus.of M. = 1.47 and one mixture with a sodium silicate solution of M. = 1.22.
All the mixtures were air entrained. Properties of the fresh concrete as well as compressive and flexura! strengths, and Young's modulus of elasticity of the hardened concrete at various ages were determined. The study shows that air content, volume of air-entraining admixture, slump and early-age compressive strength are affected by the sodium silicate-to-slag ratio. Compressive and flexural strengths of the concretes at 7 days and beyond are comparable or better than those of a portland cement concrete with equivalent water-tocement ratio and workability.
(*)Concrete Technology Section, CANMET, Energy, Mines and Resources Canada.
295
Esther Douglas is a research scientist, Concrete Technology Section, Mineral Sciences Laboratories, Canada Centre for Mineral and Energy Technology (CANMET), Ottawa. She obtained a B.Sc. in Chemical Engineering from the University of Litoral, Argentina, and a Ph.D. from the Department of Civil Engineering and Applied Mechanics at McGill University. With CANMET since 1982, Dr. Douglas has been involved with studies on the utilization of ferrous and non-ferrous slags in mine backfill and in concrete as wel1 as alkali-activation of blast-furnace slag and utilization of waste from fluidized bed combustion operations for concrete man ufacturing.
A. Bilodeau is a concrete engineer with Canada Centre for Mineral and Energy Technology (CANMET), Department of Energy, Mines and Resources, Ottawa, Canada. His current research interests are in the areas of durability of concrete and in the use of supplementary cementing materials in concrete.
V.M. Malhotra is Head, Concrete Technology Section, CANMET, Department of Energy, Mines and Resources Canada, Ottawa. He is a member of ACI Technical Activities Committee and a former Board of Directors member. He is a recipient of numerous awards from ACI and ASTM. In 1984, he was awarded an Honorary Degree of Doctor of Laws from the University of Dundee, Dundee, Scotland.
l. INTRODUCTION
The present environmental regulations related to disposal of wastes generated by mining, mineral and metallurgical processes have created an added interest in the use of those wastes in the construction industry to partially replace high energy consuming portland cement in concrete. The utilization of granulated blast-furnace slag at high replacement levels in concrete has been known in Europe for many years to obtain high sulphate resistance concretes. However, the level of repiacement is limited by the relatively slow strength development of the slag. In slag concretes, strength development can be accelerated by the addition of alkali activators such as lime, sodium hydroxide, sodium carbonate, sodium silicate and, in general, salts of weak acids and strong bases, as shown by results of intensive research carried out in Europe, the USSR and the Scandinavian countries (1-4). These studies led to the conclusion that alkali activated slag concretes possess improved properties such as higher resistance to chemical attack than concrete made with normal portland cement (2,4).
The purpose of this study was to formulate the proportioning of concrete mixtures made with ground granulated blast-furnace slag activated with sodium silicate, and to determine their properties.
296
2. SCOPE OF INVESTIGATION
Based on results previously obtained, a sodium silicate solution was used in the concrete mixtures No. (5,6). Six mixtures were made with a solution having a silicate modulus M8 = 1.47, and one mixture was made with sodium silicate of M. = 1.22. All the mixtures were air-entrained.
A total of seven 0.06 m3 concrete mixtures involving 12 batches were made. The
water-to-binder ratio of the mixtures was 0.48 except for two mixtures, one with a
w/b = 0.41 and one with a w/b = 0.49. A number of 152 x 305-mm cylinders were
cast for testing in compression, and for determining the Young's modulus of elasticity. Test prisms, 76 x 102 x 390-mm in size, were also cast for determining
the flexura! strength after 14 days of moist curing.
3. CONCRETE MIXTURES
The concrete mixtures were made in the CANMET laboratories using the following materials:
3.1 Sla¡:
A commercially available ground granulated blast-furnace slag was used in all the mixtures. The chemical composition, glass content and fineness of the slag are shown in Table l.
3.2 Sodium Silicate
The sodium silicate solutions used in the concrete mixtures were prepared using sodium silicate having 29.73% SiO,, 10.78% Na20 and specific gravity and silicate modulus values of 1460 and 2.85 respectively. The sodium siiicate solution of M, =
2.85 anda 50% NaOH solution were used to obtain sodium silicate solutions of lower silicate modulus.
A sodium silicate solution of M 8
=
1.47 containing
14.12%
Na20
and 20.20%
Si02 was added to six of the concrete mixtures. A sodium silicate solution of M, =
1.22 containing 16.41% Na20 and 19.47% Si02 was added to concrete mixture No.
7.
3.3 Lime
Hydrated lime of commercial grade was used in all mixtures to control the setting. The lime was added as a slurry containing equal parts of hydrated lime and water.
297
3.4 A& &re&ates
Minus 19-mm crushed limestone was the coarse aggregate, and the fine aggregate was natural sand. To keep the grading uniform for each mixture, the sand was separated into different size fractions which were then combined toa specific grading. The grading and physical properties of both the fine and coarse aggregates are shown in Tables 2 and 3.
3.5 Air-Entrainin& Admixture (AEAl
A sulphonated hydrocarbon type air-entraining admixture was used in all the mixtures.
3.6 Mixture ProportioninK
The proportioning of the concrete mixtures is summarized in Table 4. For the first mixture, the graded coarse and fine aggregates were weighed in the room dry condition. The coarse aggregate was then immersed in water for 24 h, the excess water was decanted and the water retained by the aggregate was determined by the weight difference. A predetermined amount of water was added to the fine aggregate which was then allowed to stand for 24 h. In this first mixture, it was observed that it was difficult to control the amount of water to be added for a given slump, therefore, dry aggregates were incorporated in the other six mixtures. In these mixtures, the aggregates, the slag, the lime slurry and the water were mixed for two minutes befare adding the sodium silicate solution and the air-entraining agent. Six mixtures were made using a sodium silicate solution of M, = 1.48, with sodium silicate-to-slag ratios ranging from 0.48 to 0.32, anda water-to-binder ratio constant at 0.48, except for mixture No. 6. The purpose of the reduction of the amount of sodium silicate added in mixtures No. 1 to 5 was to reduce the cost of the mixture, but it was also assumed that it would decrease the strength and the overall performance of the concrete. The water-to-binder ratio of mixture No. 6 was lowered to 0.41 while the sodium silicate-to-slag ratio was kept at 0.32 to produce a more cost effective mixture due to a possible improvement of the performance of the concrete.
Por the same purpose, a solution of sodium silicate of M5 = 1.22 was used in mixture
No. 7 while using a high sodium silicate-to-slag ratio of 0.48. Two batches were made for all the mixtures, except for mixtures No. 6 and 7, in arder to obtain sufficient test specimens for determining the compressive and flexura! strengths.
The concretes were mixed in a laboratory counter-current mixer for a total of 6 min. All mixtures were air-entrained.
3.7 Properties of Fresh Concrete
The properties of the freshly mixed concrete, i.e., temperature, slump, unit weight and air content are shown in Table 5.
298
4. PREPARATION AND CASTING OF TEST SPECIMENS
Ten 152 x 305-mm cylinders were cast from batch A of each mixture to determine compressive strengths up to one year. In the present study, compressive strengths up to only 91 days are reported. Young's modulus of elasticity at 28 days were also determined.
Two 152 x 305-mm cylinders for 28-d compressive strength, and two 75 x 102 x 406-mm prisms for flexura! strength at 14 days were cast from batch B of five of the mixtures. Both the cylinders and prisms were cast in two layers, each layer being compacted using an intemal vibrator for the cylinders and a vibrating table for the prisms. After casting, all the moulded specimens were covered with water saturated
burlap and left in the casting room at 23 ± l. 7°C for 24 h. The specimens were then
demoulded and, after density measurements of the 152 x 305-mm cylinders of batch A, transferred to the moist curing room until required for testing.
5. TESTING OF SPECIMENS
All specimens for compression testing were capped with a sulphur and flint mixture before testing. The specimens for testing flexura! strength were kept in a moist curing room for 14 days prior to testing.
6. TEST RESULTS
Mixture proportions are shown in Table 4, and properties of the fresh concretes are shown in Table 5. The densities of the cylinders at one day, compressive and flexura! strengths and Young's modulus of elasticity are shown in Table 6.
7. DISCUSSION
7.1 Air Content and Dosa2e of Air-Entrainin2 Admixture
The mixtures were proportioned to have an air content of 6.0 ± 1.0 percent,
however this was not always achieved (Table 5). Sorne noticeable variations in air content can be seen between the two batches of the same mixture for similar dosages of air-entraining admixture. Nevertheless, the data show that it was relatively easy to entrain air in this type of concrete, the dosages being comparable to those of portland-cement mixtures or mixtures incorporating high percentage of slag as replacement for cement (7).
Data in Tables 4 and 5 show that the dosage of air-entraining admixture decreases with the reduction of the ratio of sodium silicate to slag when the water-to-binder ratio and the sodium silicate modulus are kept constant. In this case, the decrease might be related to the total amount of binder in the mixtures which also decreased with the reduction of the ratio of sodium silicate to slag.
299
7.2 Water Reguirement and Slump
The total amount of water used for the determination of the water-to-binder ratio includes the water in the sodium silicate solution, the water in the lime slurry and the water added to the mixture. The total binder includes the slag, the solids in the sodium silicate solution and the lime in the lime slurry. The total amount of water in the mixtures varies from about 135 to 160 kg/m3 (Table 4). These amounts are noticeably lower than the approximate mixing water requirements for normal portlandcement concrete of similar slumps provided in ACI Manual of Concrete Practice (8). They are also in accordance with quantities of water used in concretes incorporating large amounts of slag as cement replacement, or even 100 percent slag (7). When the sodium silicate to slag ratio was reduced, less total water was needed to obtain a given slump (Table 4). Thus the ratio of sodium silicate to slag appears to be an important factor affecting the workability of the mixtures.
7.3 Compressive and Flexura) Strengths
The compressive strengths range from 35.3 to 43.4 MPa at 28 days and from 42.3 to 51.6 MPa at 91 days. These levels of strength are high for concretes with water-tobinder ratio of 0.48 especially considering the relatively low amounts of binder of these mixtures.
For the mixtures with a water-to-binder ratio of 0.48, and made with a sodium silicate solution of modulus M1 = 1.48, the compressive strength at all ages was noticeably reduced when the sodium silicate-to-slag ratio decreased from 0.48 to 0.39, but did not seem to be influenced by further reduction of that ratio, the strengths of
mixtures No. 3, 4 and 5 being very similar. It is possible that the difference in
sodium silicate-to-slag ratio of these three mixtures was not large enough to make noticeable differences in compressive strength, or that the potential differences were masked by other factors like compaction or air content of the hardened concrete.
For mixtures with similar sodium silicate-to-slag ratio, the reduction of the waterto-binder ratio increased the compressive strength of the concrete at all ages. Mixture No. 6 with a water-to-binder ratio of 0.41 anda sodium silicate-to-slag ratio of 0.32 shows higher strengths than mixture No. 5 which had a higher water-to-binder ratio of 0.48, and a similar sodium silicate-to-slag ratio of 0.33. The difference is especially marked at one day.
The effect of reducing the modulus (M1) of the sodium silicate solution can be seen by comparing mixtures No. 2 and 7. These had very similar water-to-binder ratios, and the same sodium silicate-to-slag ratio. Mixture No. 2 made with a solution of modulus M8 = 1.48 shows higher compressive strengths at all ages than mixture
No. 7 which was made with a solution of M8 = 1.22.
300
The 14-day flexura! strength of all the mixtures are in the same range, between 6.0 and 6.8 MPa, comparable to or higher than the values for the portland-cement concretes of the same water-to-binder ratio.
7.4 Youn¡:'s Modulus of Elasticity
The values of the Young's modulus of elasticity of test cylinders range from 28.3 to 33.7 GPa at 28 days and from 30.9 to 34.8 GPa after 91 days of moist curing. These values, both at 28 and 91 days increased with the reduction of the sodium silicate-to-slag ratio of the concrete when the water-to-binder ratio was kept constant. This is not consistent with the compressive strength values obtained which decreased with the reduction of the sodium silicate-to-slag ratio in the concrete mixtures made with the same water-to-binder ratio. In addition, the 28-day Young's modulus of elasticity values are lower than the values calculated according to ACI Building Code 318 for mixtures with high sodium silicate-to-slag ratio (mixtures No. 1 and 2), but higher for mixtures with low sodium silicate-to-slag ratios (mixtures No. 3,4 and 5).
8. CONCLUSIONS
l. The sodium silicate-to-slag ratio is an important factor affecting the dosage of airentraining admixture, water requirement and properties of the fresh and hardened concrete.
2. Independently of the sodium silicate-to-slag ratio and the silicate modulus of the solution used, compressive strengths at seven days and beyond are comparable to or higher than those of portland cement concrete with equivalent water-to-cement ratio and workability.
3.· Compressive and flexura! strengths of the concretes at 7 days and beyond are comparable or better than those of a portland cement concrete with equivalent water-to-cement ratio and workability.
9. REFERENCES
l. Voinovitch, J.A. and Dron, R. "Effect of various activators on the hydration of granulated slag"; Silicates Industriels 41:209-212; 1976.
2. Glukhovsky, V.D. et al. "High strength slag-alkali cements"; 7th International Congress on the Chemistry of Cement; V/164-168; París; 1980.
3. Glukhovsky, V.D., Krinenko, P.V., Rostovskaya, G.S., Timbovich, V.J. and Pankratov, V.L. U.S. Patent No. 4, 410, 365; 1983.
4. Talling, B. and Brandstetr, J. "Present state and future of alkali-activated slag concretes"; Proceedings of the 3rd International Conference on Fly Ash, Silica Fume, Slag and Natural Pozzolans in Concrete, Trondheim, Norway; pp. 1519-1545, ACI SP-114, Vol. 2; V.M. Malhotra, Editor; 1989.
301
5. Douglas, E. and Brandstetr, J. A 11 preliminary study on the alkali activation of ground granulated blast-furnace slag11 ; Cement and Concrete Research; Vol. 20, pp. 746-756; 1990.
6. Douglas, E., Bilodeau, A. and Malhotra, V.M. 11Alkali activated ground granulated blast-furnace slag concrete: preliminary investigationll; MSL Division Report 90-14; pp. 11; 1990.
7. Malhotra, V.M. 11Mechanical properties and freezing and thawing durability of concrete incorporating ground granulated blast-furnace slag11 ; Can. J. Civ. Eng., Vol. 16, pp. 140-156; 1989.
8.
American Concrete Institute,
11 ACI
Manual
of
Concrete
Practice,
Part
111 ,
1989.
302
Table 1 - Physical Properties and Chemical Analysis of the Granulated Blast-Furnace Slag
Description of Test
Fineness Passing, 45 ¡¿m Surface area, Blaine, m2/kg
Chemical analysis Si02 AIPJ F e p3 Ca O MgO
SK0p3
Nap Loss on ignition
Glass content
Compressive strength (MPa) of mortars
(ASTM e 989)
7 days 28 days
Slag activity index, %
(ASTM e 989)
7 days 28 days
S lag
97 460
38.00 8.74 0.55 32.00 18.60* 2.45 0.76 0.22 1.98 90.3
18.7 31.4
69.8 100.0
*No periclase detected by x-ray diffraction analysis. Mg O assumed to be in the form of a calcium-magnesium alumino glass.
303
Table 2 - Grading of Aggregates
Coarse Aggregate
Fine Aggregate
Sieve Size
Cumulative Percentage Retained
Sieve Size
Cumulative Percentage Retained
Mix 1, 2 and 3
Mix 4 and 5
19.0 mm
0.0
4. 75 mm (No. 4)
0.0
0.0
12.7 mm
35.0
2.36 mm (No. 8)
10.0
8.5
9.5 mm
60.0
1.18 mm (No. 16)
32.5
28.0
4.75 mm
100.0
600 ILID (No. 30)
51.5
49.5
300 ILID (No. 50)
80.0
68.5
150 ¡tm (No. 100)
94.0
80.5
pan
100.0
100.0
w
- L\_\_\_\_\_\_\_\_\_\_
-------
-------------- -----
----
---
o
~
Specific Gravity Absorption, %
*Crushed limestone **Natural sand
Table 3 - Physical Properties of Aggregates
Coarse Aggregate*
2.69 0.82
.
Fine Aggregate*
2.70 1.1
Table 4 - Mixture Proportions of Slag Concrete
Mix No.
Batch
W/B
AddedWat kge/mr 3
Sl a9\_s kg/m
Na-Sil. Solution*
Na-Si l./Slag
kg¡m3
Lime
Slurr~*
kg/m
WaTteomr3ta+lkg/
Coarse ~g., kg/m
Fine A9jl·• kg/m
1
A
0.48
58
264
0.48
127
30
157
1052
827
B
0.48
56
259
0.48
124
30
153
1029
809
2
A
0.48
58
269
0.48
129
24
155
1073
843
B
0.48
57
262
0.48
125
23
152
1044
821
3
A
0.48
71
269
0.39
106
23
153
1044
820
B
0.48
69
269
0.39
104
23
150
1026
807
w o
4
A
0.48
71
255
0.38
B
0.48
68
249
0.37
96
17
143
93
17
138
1067 1039
839 816
(11
5
A
0.48
75
246
0.33
81
14
135
1065
838
B
0.48
75
246
0.33
81
14
135
1065
838
6
A
0.41
71
308
0.32
99
18
145
1064
m
7
A
0.49
63
252
0.48
120
21
151
1057
832
*M = 1.48 for all mixtures except #7 where M = 1.22
**L15me slurry =50% lime+ 50% water
5
+Total water includes added water, water in sodium silicate solution and water in lime slurry
AEA'3 ml/m
285 280
290 285
190 170
135 140
110 110
190
180
Table S - Properties of Fresh Concrete
Mix
Batch
W/B*
No.
1
A
0.48
B
0.48
Na-Sil./Slag
0.48 0.48
Slump, mm
30 100
Unit Weight, kg/m3
2360 2305
Air, %
Teomcp.,
4.5
23
6.2
21
2
A
0.48
0.48
B
0.48
0.48
20
2395
3.6
22
40
2330
5.2
21
3
A
0.48
0.39
180
2330
4.9
24
w
B
0.48
0.39
205
2295
7.3
23
o
O)
4
A
0.48
0.38
150
2345
5.1
22
B
0.48
0.37
150
2280
7.2
23
5
A
0.48
0.33
150
2320
5.8
23
B
0.48
0.33
150
2320
5.7
23
6
A
0.41
0.32
120
2330
6.0
27
7
A
0.49
0.48
75
2345
4.9
27
*Water-to-binder ratio
Table 6 - Densities, ~essive and Flexural Strengths, and ModJlus of Elasticity of Concrete
Mix No.
Batch
\\1/B
Na·Sil./Slag
Compressive Strength, MPa
1d
7d
28d
91d
Flexural Strength, MPa
14d
Modulus of Elasticity, GPa
28d
91d
Densities of
Cylinde~s,*
kg/m
1
A
0.48
0.48
B
0.48
0.48
27-.9
35-.3
42.4 39.8
46-.3
-
6.1
30.-2
31-.1
2375 2360
2
A
0.48
0.48
B
0.48
0.48
26-.9
39-.2
43.4 41.7
51-.6
-
6.8
-29.7
-31.2
2395 2390
3
A
0.48
0.39
B
0.48
0.39
18-.9
30-.9
36.2 34.6
42-.3
-
6.0
(.,)
.o....
4
A
0.48
0.38
B
0.48
0.37
12-.9
33-.2
39.2 37.7
44-.3
-
6.5
5
A
0.48
0.33
B
0.48
0.33
17-.1
32-.4
39.0 37.6
43...9
-
6.5
30.-7
32-.3
2410 2385
32.-1
33-.5
2410 2385
33.-7
34-.8
2425 2420
6
A
0.41
0.32
27.8
38.9
41.2
48.4
6.8
29.4
32.1
2405
7
A
0.49
0.48
23.9
30.0
35.3
43.4
6.0
28.3
30.9
2405
*At one day
PRODUCCION PE CEMENTOS CON, ESCORIAS DE ALTOS HORNOS
Anibal Avendaño cruz (*)
RESUMEN El siguiente es un resumen de la experiencia de la Fábrica de Cemento Paz del Rio en la producción de cementos con escoria de Alto Horno y tiene el propósito de contribuir al esclarecimiento de las moliendas con escoria en circuito cerrado, al mejoramiento de la productividad y disminución de costos manteniendo como norma la producción de una excelente calidad acorde con los requerimientos del mercado.
{*) Acerias Paz del Rio s. A. Fábrica de
Cemento CPR, Belencito, Boyacá, COLOMBIA.
308
Anibal Avendaño cruz, Ingeniero Quimico de la Universidad Nacional de Bogotá, Colombia. Magíster en Administración, Universidad de los Andes, Bogotá. Curso sobre Tecnología del cemento de Holderbank, Bogotá.
Director de Producción, Fábrica de Cemento CPR.
INTRODUCCION
Acerias Paz del Rio s. A. desde hace más de tres décadas, ha
sido uno de los pilares de desarrollo del pais y del departamento de Boyacá, por su aporte a la industria de la construcción y a las demás industrias.
Acerias Paz del Río es la única siderúrgica integrada del pais, su proceso se inicia desde la explotación de las materias primas en las minas, pasando posteriormente por los procesos de coqueria, alto horno, calcinación, laminación y otros, hasta la obtención del producto final. Dentro de este proceso se generan varios subproductos, siendo uno de ellos la escoria.
Conocedores de la problemática de la construcción y de las dificultades causadas al pais por la falta de oferta de cemento, se realizaron los estudios para la construcción de una fábrica de cemento, aprovechando que Acerias contaba con todas
las materias primas, incluyendo la escoria.
El montaje de la Fábrica se inició con el aporte tecnológico de
la firma KAWASAKI HEAVY INDUSTRIES, quien suministró los diseños, los equipos y el montaje.
La operación de la planta es completamente sistematizada, lo cual la convierte en una de las fábricas más modernas del pais.
La puesta en marcha fué en 1981, para suplir el déficit de cemento en la región central del pais, especialmente en Bogotá,
de la cual dista la planta 220 kmts en dirección noroeste.
INSTALACION DE GRANULACION DE ESCORIA
OBJETO
La instalación tiene capacidad para granular 1000 tjdia de
escoria del alto horno, nvncunr ln eAcoria granulada y filtrar
el agua de granulación para su posterior recirculación.
DATOS BASICOS
Número de coladas por dia Duración de la colada
7
30 minutos
309
Cantidad de escoria por colada 130 t
Caudal de escoria
Variable de 5 a 7 t¡min
Temperatura de la escoria
liquida
1400 - 1480oC
Composición quimica de la
escoria
Cao 41-44.8%
Al203 16.8 - 19.7%
Mgo 1.1 - 1.5%
Si02 33.1 - 36.5 %
Peso especifico de ia escoria
seca
1.06 tjmJ
Consumo especifico de agua
10 m3/t
Consumo máximo de agua por
colada
1500 mJ
Caudal de agua de granulación JOOO m3/h
Presión del agua de granulación 1.5 a 2 bar
Temperatura del agua de granul. 30 a 40 oC
Humedad de la escoria después de
un escurrimiento de 20 min.
15% - 18%
DESCRIPCION DE LA INSTALACION DE GRANULACION
La instalación de granulación de escoria comprende esencialmente:
- sistemas de inyectores de agua - un foso doble de granulación con fondo filtrante - un puente-grúa para la evacuación de la escoria del foso - un conjunto de transportadores y silo para el manejo y despacho de la escoria.
Foso doble de granulación
El foso de granulación está dividido en dos estanques iguales. El estanque tiene las dimensiones siguientes:
Longitud
15 m
Ancho,
12 m
Volumen útil 683 m3
Superficie útil 180 m2
El estanque además tiene una tuberia de rebose y una salida de
vaciado con válvula manual. Los estanques divididos en células
de filtración, en número de 8. cada célula tiene 12 m de
longitud y 3.5 m de ancho y constituye un lecho filtrante
formado por piedras de granulometria creciente de arriba abajo.
El agua filtrada es recogida por una red de tuberias en el
fondo del lecho filtrante y evacuada por un colector con
válvula electromecánica.
·
Puente grúa de evacuación de la escoria
Los muros del foso hacen parte de la estructura que soporta la
310
via de rodadura del puente grúa que evacúa la escoria granulada echándola en una tolva suspendida del puente y que se mueve con él.
Las caracteristicas del puente son las siguientes:
Luz
17 m
Fuerza de levantamiento 7.5 t
Capacidad horaria
100 t
Altura de levantamiento 8 m
Comando automático con posibilidad manual.
Funcionamiento del foso de granulación
La escoria granulada cae con el agua dentro de los estanques,
alternativa o simultáneamente.
Las válvulas de agua
normalmente abiertas y las válvulas de vaciado están cerradas.
El comando del sistema de lavado se realiza a partir de la sala
de control central por medio de un pulsador para cada estanque.
Los dos estanques se lavan alternadamente. SECADO DE ESCORIA
Una de las materias primas para la producción del cemento Paz de Rio, es la escoria proveniente del Alto Horno.
Transporte de escoria húmeda
La escoria húmeda proveniente de la planta de granulación del alto horno, se trae en volquetas a la Fábrica donde se recibe en una tolva que tiene un volumen de 50 m3. Debajo de esta
tolva está un alimentador de banda que tiene una capacidad de
200 tonjhr.
El material que sale de este alimentador lo transporta a una banda, que tiene una capacidad de 200 tonjhr. Sobre esta banda se encuentra un separador magnético, cuyo fin es retirar las particulas metálicas grandes que vengan con la escoria y el arrabio que llega mezclado.
La escoria después de pasar por este separador pasa a la tolva
del apilador, que apila el material en semicirculo. La capacidad del patio de apilado es de 12000 m3.
El material se transporta del patio a una banda que tiene una capacidad de 120 ton/hr. El material se descarga en una tolva
que tiene una capacidad de 35 m3. Esta tolva tiene un indicador con alarmas cuando se presenta nivel alto o bajo.
En la parte inferior de la tolva se encuentra un alimentador de
mesa, que es el encargado de dosificar la escoria húmeda al
secador, dicho alimentador tiene una capacidad de 15 a 75
tonjhr.
·
311
Secador de Escoria
Para secar la escoria, se tiene un secador rápido tipo HAZEMAG que tiene una capacidad de 50 tonjhr.
El secador consiste en una cámara de sección eliptica
construida en acero y con estanco al aire. En la parte inferior se tienen dos rotores provistos con paletas de
proyección. Los rotores tienen una potencia de 130 kw.
Los rotores dispersan la escoria húmeda en. el seno de la
corriente de aire caliente. De este modo queda expuesta a la acción del aire caliente una gran superficie de la escoria; con· lo que se genera un intercambio de calor bastante rápido. El giro de los rotores también sirve para llevar la es~oria con determinada velocidad hacia ¡a salida del secador. Los gases se transportan mediante el tiraje que efectúa un ventilador.
Este ventilador tiene una capacidad de 1600 m3jmin. El movimiento de los gases y la escoria se efectúa en paralelo.
En la entrada de la escoria húmeda y la salida de escoria seca, existen válvulas de compuerta que trabajan como sellos para el aire caliente, evitan que éste se escape del secador en casos
de sobrepresión e impiden la entrada de aire falso.
Para producir el gas caliente se tiene un generador; en condiciones normales este generador funciona con carbón pulverizado, que se envia desde las tolvas de carbón pulverizado por medio de una bomba kynion.
Los gases de salida con polvo de escoria pasan por el colector de polvos, donde la escoria que se recupera cae sobre la banda que'descarga la escoria seca que salió del secador. Los gases limpios que son succionados por el ventilador exhalador, ya mencionado anteriormente, se descargan a la atmósfera por una chimenea. ·
Por el peligro que existe de que se quemen las lonas del
colector de polvos, cuando la temperatura de los gases de salida supera los llooc, existen dos compuertas de emergencia, para aliviar la temperatura de los gases.
La primera se encuentra en el dueto de conducción, entre el generador de aire caliente y el secador, por medio de ella se
pueden evacuar gases calientes del generador a través de una chimenea, para que no pasen por el secador.
La segunda está situada a la salida de los gases del secador y permite la entrada de aire frío del ambiente al colector de polvos.
Generador de aire caliente. siguientes características:
Este generador posee las
312
6
- capacidad = 11 x 10 kcal/h - dimensiones = 2.8 x 11 m de longitud
- vP.ntilador de aire primario o de combustión con una capacidad de 600 m3jmin y una presión de 250 mm H20. - ventilador de aire secundario o de dilución con una capacidad de 700 m3jmin y una presión de 100 mm H20. - cuando se emplea carbón la temperatura de salida del
generador debe estar entre 900 y 1.000 oc.
- bombeo de ACPM desde un tanque. La capacidad de bombeo es
de 1900 kgjhr de ACPM.
Cuando se va a efectuar el encendido del generador, éste inicialmente se realiza con gas propano y la chispa se genera eléctricamente. Una vez se comprueba que existe llama se le inyecta al generador ACPM y la cantidad de combustible se va incrementando paulatinamente hasta que la temperatura de salida del generador alcance ~os 700 oc.
cuando se alcanza esta temperatura se mantiene la misma por unos 5 o 10 minutos; pasado este lapso de tiempo se empieza a
inyectar carbón pulverizado lentamente, si la llama permanece se sigue incrementando la cantidad de carbón quemado, a la vez
que se va disminuyendo el consumo de ACPM. Se tiene que llegar a la condición de consumir aproximadamente 0.9 tonjhr de carbón
sin ACPM.
La presión de salida del generador se controla mediante el tiraje del ventilador exhalador.
La temperatura de salida del generador se controla por
la
cantidad de aire secundario admitido al generador.
Transporte de escoria seca
La escoria que sale del secador y del colector se transporta por medio de una banda que tiene una capacidad de 70 tonjhr.
Esta banda posee un pesómetro para medir la rata de flujo de la escoria seca, éste tiene un rango de 15 a 75 ton/hr.
La escoria que descarga de la banda pasa al separador de arrabio. Este separador se instaló porque se hace necesario
separar el arrabio de la escoria seca porque los molinos tienen tabiques que con la presencia del arrabio se "obstruyen";
además el arrabio se acumula en el bolsillo de salida del
molino y su paso a través del circuito desgasta el equipo, en
especial las lonas de los aerodeslizadores.
El contenido de arrabio antes del separador magnético es del
2.5 al 3.0% y a la salida es del 1.0 y el 1.5%, dependiendo de la humedad de la escoria.
313
La función del circuito de secado de escoria es quitarle la humedad a la escoria hasta un valor no superior al 2%; a su vez se aprovecha el secado para poder eliminar el arrabio que contiene la escoria que es de un valor del 3% aproximadamente;
::1rrabio que no se podria separar si no se seca la escoria,
hasta un determinado porcentaje menor al 5% de humedad.
Caracteristicas generales del sistema original
Capacidad d~l secador Humedad de la escoria a la entrada Humedad de la escoria a la salida Temp. gas a la entrada del secador Temp. gas a la salida del secador Temp. de la escoria a la entrada Temp. de la escoria a la salida Flujo del gas del generador a 800 oc
Capacidad normal del generador
Capacidad máxima del generador Capacidad calórica del ACPM Capacidad calórica del carbón
cap<~c..:luau Llc luycc..:c..:lún Llc c..:ad.JÚil
50 ton/hr 10 - 15% 1% 900 - 1000 oc 110 oc 20 oc 85 oc 41667 Nm3/hr
6
9.03 x 10 kcaljhr
6
11 x 10 kcal/hr 10.500 kcal/kgr 7.000 kcaljkgr
1.!.1 lonjhr
MOLIENDA DE CEMENTO
El cemento es el producto fino de moler conjuntamente la escoria, el clinker y el yeso. Los objetivos en resistencias a 1, 3, 7 y 28 dias (Rl, RJ, R7 y R28) varian según la clase de cemento a fabricar, ya que la planta produce principalmente,
cemento Portland Tipo I, Cemento Portland Tipo III, Cementos Siderúrgicos y Cementos Especiales para fabricación de tejas, tubos, tanques, etc., según los requerimientos de los clientes.
La planta cuenta con dos rutas en paralelo que son completamente independientes, las cuales tienen por diseño una capacidad de producción de 50 t/h cada uno a 3300 Blaine, para
el 50% de escoria.
1. RECUPERACION DE MATERIAS PRIMAS EN EL CEMENTO
El clinker es recuperado de un-. patio de almacenamiento con capacidad de 30.000 toneladas a una tolva que tiene dos rutas de extracción una para el circuito 1 y la otra para el circuito
2.
La escoria es recuperada por vibradores o por una tolva de un patio de almacenamiento y llevada a una tolva de almacenamiento
similar a la de clinker.
314
El yeso es recuperado del patio de almacenamiento de yeso triturado y llevado hasta una tolva.
Existe una tolva con posibilidad de extraer por las dos rutas, que puede ser llenada con clinker, escoria u otro aditivo que se pueda dosificar en la molienda.
2. DOSIFICACION
Los materiales son descargados de las tolvas por cuatro dosificadoras, las cuales funcionan con celdas de carga. Las dosificaciones son controladas por el Laboratorio por medio de un espectrómetro de rayos X para mantener los porcentajes de las diferentes materias primas de acuerdo al cemento a producir.
3. MOLIENDA Y SEPARACION
El proceso de molienda es en circuito cerrado, controlando la op~ración por granulometría y por Blaine. Estos dos parámetros se varían dependiendo del producto que se quiere obtener.
El consumo de potencia de cada molino es de 2.300 kw, y con 15.8 RPM.
Tal como se puede apreciar en el diagrama del sector, el
mutcrlul es allmcntatlo u un mollno tic <.los cámaras.
El diámetro efectivo interno es de 3.625 mm, con una longitud
efectiva de 3.250 mm para la cámara 1, lo cual da un volumen
interno de 33.54 m3.
Esta cámara cuenta con placas
levantadoras.
En la segunda cámara el diámetro interno efectivo es de 3.635 mm, una longitud efectiva de 8.250 mm para un volumen interno de 85. 62 m3. Esta cámara tiene placas clasificadoras que permiten una buena distribución de los cuerpos moledores.
La siguiente es la carga de cuerpos moledores con la cual se está trabajando.
cámara 1
Diámetro mm 90 80 70 60
Total
Ton. 4
14 17
-12-
47
% 8.5
29.8 36.2 25.5
315
Cámara 2
Diámetro mm 50 40 30 25 20
17
Ton.
11
7
lB 26 25 44
%
8.40
5.34 13.74 19.85
19.08
33.59
Total
131
El material que sale del molino es transportado por un aerodeslizador a un elevador de cangilones que a su vez lo envía por un aerodeslizador al separador de aire. El material
llega a un plato distribuidor, el cual le comunica la fuerza centrifuga para que las partículas lleguen a la zona de
separación. Las partículas gruesas retornan al molino y las par:ticulas finas son transportadas por aire a uno de los 8 ciclones del separador, de donde son descargadas a un aerodeslizador.
El separador tiene una capacidad nominal de 50 t/h y maneja un
rango de revoluciones entre O y 150 RPM, consta de 8 ciclones, un plato distribuidor, un plato clasificador que puede tener un máximo de 40 aletas y un dueto de descarga de gruesos.
Para controlar y manejar la separación de partículas en el separador se tiene un ventilador de circulación, el cual maneja
mayor o menor cantidad de aire dependiendo de la condición de operación.
El producto fino del separador es enviado a la tolva de un transportador neumático o bomba neumática, en donde el material es fluidificado para enviarlo a los silos de cemento.
La planta cuenta con 4 silos de concreto con una capacidad de 3000 toneladas cada uno y 2 silos metálicos con capacidad de
500 toneladas cada uno. De los silos de concreto se puede extraer cemento para empacarlo en sacos o enviarlo a granel. Los silos metálicos solo se utilizan para despacho a granel.
CALIDAD DEL CLINKER
CRUDO
Conscientes de la importancia de tener un buen clinker para lograr obtener un cemento de alta calidad, en especial cuando se realizan adiciones en un porcentaje significativo de la mezcla, la fábrica ha puesto especial atención a la producción y control del clinker.
316
Nuestra calidad del clinker está relacionada con la calidad y el control fisico y quirnico de la harina cruda. El control de la materia prima se realiza por medio de un analizador de Rayos X que permite una reducción en la variación de la composición quimica para perrnitir una condición de marcha estable en el horno.
El análisis de una harina standard utilizada en el proceso es el siguiente.
ca o
Si02 Al203 Fe203
K
MS
A/F.
43.66%
12.93% 3.315
1.97% 105.91
2.45 1.68
La granulometria del crudo producido presenta un valor que gira en torno·al 14% sobre malla 90 micrones.
Los anteriores porcentajes están calculados para compensar las variaciones de composición por la adición de las cenizas del
carbón de combustión.
CARBON
El carbón utilizado proviene de los ricos yacimientos de la región, contiene un máximo de cenizas del 15%, la materia volátil es del 35%, tiene un poder calorifico entre 6500 y 7000
kcaljkg.
La composición quimica promedio de las cenizas es la siguiente:
Si02 Al203 Fe203
ca o
S
otros
64.32% 25.31%
5.12% 2.10% l. 08% l. 77%
El carbón es finamente molido hasta obtener una finura promedio del 15% sobre malla 90 micrones.
CLINKER
Las resistencias iniciales del cemento con escoria, están
directamente relacionadas con la calidad del clinker, en especial con el mayor porcentaje de CJS contenido en él.
La operación del horno para obtener valores altos de C3S es más dificil y necesita un gran control para evitar
317
sobrecalentamientos o enfriamientos bruscos, con el consecuente aumento de la cal libre. En la fábrica los efectos por cal libre son minimos ya que por el contrario en los ensayos de autoclave se presentó contracción de los cementos con escoria.
El enfriamiento del clinker es brusco para evitar el desdoblamiento del B-C2S.
Una composición tipica del clinker producido en la fábrica es la siguiente:
ca o
Si02 Al2Ó3 Fe2Ó3
%
66.18 20.64%
5.25% 3.30%
Total S
como S03 Mn203
P205
Ti02
MgO
K20
Na20
F
Cl
F20
Cal libre
0.72 0.04
0.30
0.34 0.90 0.95 0.10 0.07 0.003 <0.01
0.80
La composición potencial del·clinker es:
LSF
SR
A/F CJS C2S CJA C4AF PL
FQ
0.98 2.41 l. 59 70.47 6.01 8.33 10.04 0.25 25.06
Los resultados de microscopia han demostrado que el clinker es fuertemente quemado estimando que el promedio del tamafto de los cristales de alita es de 35 micrones. El nivel de quemado permite una buena distribución de las cenizas del carbón y los cristales de belita se dispersan entre cristales de alita.
La intima mezcla de las fases de aluminado y ferrita indican que el clinker experimenta un enfriamiento rápido.
318
TAMAÑO DEL CLINKER
La granulometria del clinker después de pasar por el rompedor del enfriador es la siguiente:
Malla mm
1.18 2.36 4.75
9.50
12.70 19.0 25
:n.s
>37.5
% pasante acumulado
1.29 2.79 10.30 30.76
46.27
69.31
84.78
95.61
100.00
ESCORIA COMO ADICION
Entre las adiciones activas figuran las escorias básicas granuladas de Alto Horno, con propiedades latentes o potenciales, las cuales son activadas por álcalis y sulfatos.
La escoria como el clinker manifiesta su potencial hidráulico,
por el hecho que al amasarse con agua, fraguan y endurecen por si mismos.
La escoria al ser un producto de alto horno contiene una serie de compuestos silico-aluminosos, melilitas y otros. La composición química de la escoria de la fábrica es muy estable, predominando la cal, la silice, la alúmina, que forman compuestos como la alita y 1~ belita, principales constituyentes del clinker.
En cuanto al vidrio se quiere que las escorias contengan un máximo posible de él, por lo menos 90%, ya que para una mis~a composición química, una escoria es potencialmente mas hidráulica cuanto mayor sea su proporción de fase amorfa,
frente a la fase cristalina.
Un alto contenido de fase vítrea en la escoria, implica que la escoria ha sido enfriada bruscamente, generalmente por agua a la salida del alto horno, para evitar la cristalización por un enfriamiento lento. La escoria utilizada en la fábrica cumple con todos los requerimientos anotados anteriormente por lo cual es de gran actividad.
Por el hecho de ser necesaria la activación de la escoria para desarrollar resistencias es fundamental o preciso molerla
finamente para compensar la resistencia inicial comparada con el clinker.
319
Psto conlleva como en el caso de la Fábrica a moler más fino ~~n bajo rechazo y alto blaine.
El hecho de moler tan fino 17% bajo 3 ,M implica perder potencial para desarrollar más resistencias ya que las partículas extrafinas se hidratan tan rápido que no permiten formar 1 igaduras estables, por lo cual estas partículas se comportan como elementos inertes.
~n general siempre se quiere que la escoria sea fina para que desarrolle su actividad hidráulica, ésto puede llevar a ~obremoler el clinker, porque la activación está basada en la cal de hidrólisis, debiendo presentar una gran superficie para la acción de la fase liquida sobre ella. El clinker debe ser
más grueso para permitir que la cal de hidrólisis generada sea captada en forma gradual por la escoria y asi aprovechar toda su potencialidad.
MOLTURABILIDAD DE LA ESCORIA
Según análisis de Laboratorio la escoria utilizada en la Fábrica de Cemento tiene las siguientes características granulométricas:
Malla
8 lO 14 20 28 35 48 65 lOO 150 200 325
% retenido acumulado
9.8 24.7 42.2 61.7 77.6 85.8 90.4 93.2 94.7 95.6 96.6 98.0
% pasante acumulado 90.2 75.3 57.8 38.3 22.4 14.2
9.6 6.8 5.3 4.4 3.4 2.0
La escoria tiene una gravedad especifica de 1.06 y los ensayos de molturación realizados en el Laboratorio, dieron
un indice de work = 16.9 = Wi.
Esta escoria fué molida separadamente en el laboratorio. El Bond Work Index de este material de 16.9 es muy similar al
clinker. De acuerdo con lo anterior los requerimientos de capacidad del motor del molino para un circuito cerrado a
diferentes niveles de finura serian los siguientes, según Fuller Company.
Blaine Kwhjton
3.200 36.5
3.500 41.5
3.800 47.0
320
El análisis químico para una escoria típica utilizada en la fábrica es:
Si02 Al203 Fe203
cao ·
MgO
K20
Na20 S03 LOI
35.26% 18.26
1.69
44.29 1.42
o. 41
0.13 2.08 -0.86
PRODUCCION DE CEMENTO CON ESCORIA EN CPR
Durante la historia de la Fábrica se ha querido obtener un cemento de. óptima calidad tanto física como químicamente, adicionando la mayor cantidad posible de escoria porque sabemos de la buena calidad del clinker producido y de la escoria utilizada.
Por lo anterior durante los nueve años de existencia de la fábrica se han estado efectuando ensayos para variar nuestras condiciones de operación, adicionando escoria en diferentes proporciones, u otros aditivos teniendo como meta mantener nuestra calidad, disminuyendo los costos operativos que se pueden ver afectados no solo por las variaciones de consumo de energía, sino también por la disponibilidad de equipo para producir el volumen requerido por el mercado.
ASPECTOS GENERALES DE LA OPERACION
Maneio del separadot
Durante los primeros ocho años de la planta, a pesar que en calidad de experimento se variaba el número de aletas del separador,.siempre se mantuvo el concepto de trabajar con 40 aletas para permitir una mejor resistencia del producto ya que de esta forma se podía mantener una Blaine más alto con un rechazo bajo.
Este concepto se revalidó en 1990 por lo cual nos fijamos como objetivo el trabajar con mayor rechazo pensando que las resistencias no desmejorarían ya que al estar moliendo tan fino perdíamos parte de desarrollo de resistencias por la parte extrafina.
Lo anterior trajo como consecuencia que disminuyéramos el número de aletas inicialmente a 36 y luego a 32 ya que según los ensayos industriales realizados anteriormente, ésto nos permitía trabajar dentro del rango de rechazo esperado que era del 8% sobre 40~.
321
Ventilador de circulación del separador
La importancia para la eficiencia de separación que tiene la aireación del separador nos llevó a efectuar ensayos para operar el circuito suministrando el mayor volumen de aire posible hasta donde lo permitían los motores de los ventiladores.
Al iniciar la operación de la planta una de las formas de obtener el blaine y las finuras deseadas era cerrando o abriendo la compuerta del ventilador para regular el flujo de
aire. Posteriormente hemos visto que obtenemos una mayor estabilidad en los parámetros de operación si mantenemos al máximo el flujo de aire del separador.
Molino
La operación del molino se ha mantenido estable, continuando con el sistema de placas levantadoras en la primera cámara y placas autoclasificantes en la segunda cámara. De otra parte, salvo problemas con la consecución rápida de cuerpos moledores, hemos trabajado con una carga de bolas similar a la que teníamos inicialmente para las dos cámaras.
La ventilación del molino se realiza al máximo permitido por el sistema de colección de polvo.
Elevador de cangilones
Durante la operación siempre se ha tratado de mantener una recirculación entre el 200 y 300%, de acuerdo a la producción y a la capacidad de los elevadores. Se presentan modificaciones en los valores de recirculación cuando producimos cementos de
alto rechazo, donde la molienda trabaja casi en circuito abierto a pesar de la buena producción de los molinos.
CALIDAD DEL CEMENTO
La composición química de los cementos producidos varia de acuerdo al porcentaje de escoria y a la calidad del clinker adicionados.
El siguiente es el análisis químico de dos cementos producidos en la Fábrica:
Muestra 1 Muestra 2
Si02 Al203 Fe203
%
25.9 8.3 2.3
%
24.84 9.32 2.70
322
Mn203 P205 Ti02
C<:!O
MgO S03
1<2\\J
Na20 R.I LOI :::al libre
0.12 0.25 0.37 56.80 1.1 2.1 0.75 0.11 1.10 2.00 0.30
55.91 l. 25 l. 72 0.59 0.16 1.20 2.40 0.80
En la muestra No.2 se observa un aumento del residuo insoluble por la baja en calidad del yeso adicionando respecto a la muestra No. 1.
GRANULOMETRIA DEL CEMENTO CPR.
De acuerdo al análisis efectuado por Magotteaux de una muestra de cemento de los molinos 1 y 2, el 27 de septiembre de 1982 se obtuvieron los siguientes resultados:
% pasante
molino 1
molino 2
1 micrón 2
4
8 16 32 64 100 Blaine % Escoria
6.4 11.4 22.8 37 58.4 88.3
lOO lOO 3.708 30%
5.5 9.3 18.1 30.4 52.3 86.4 100 100 3.109 30%
El 22 de julio de 1989 se tomaron otras muestras que fueron analizadas pr Magotteaux las cuales dieron los siguientes resultados:
malla de % pasante en malla de 1 micrón 2 4 8 16 32 64 100 Blaine % escoria
molino 1
6.7 12.0 22.4 36.2 57.6 88.3 98.9 99.8 3.926 37.28
molino 2
6.6 11.6 21.8 35.6 56.6 86.9 99.1 99.9 3.737 38,27
323
Como se puede apreciar la granulometria actual de los molinos 1 y 2 (ver gráficos 1 y 2) es muy similar a la obtenida en 1982 a pesar del incremento en el% de escoria uti~izado. Se puede observar que el porcentaje menor de 3~es alto con un 17% y el mayor a 30ftA es de 16% cifra relativamente baja. siendo el comportamiento muy similar en las dos fechas.
De estas cifras se puede observar que estábamos moliendo muy fino, pero podemos decir también que el hecho de haber aumentado el porcentaje de escoria no implica un aumento en los extrafinos, ni un aumento en las partículas mayores de 30~ . El hecho de tener variaciones tan pequeñas en la granulometria para una variación sensible en el porcentaje de escoria, en el rango comprendido de 30% a 38% y apesar de trabajar con un blaine más alto en la segunda muestra, nos demuestran que para nuestra planta no se presentan diferencias sustanciales en el comportamiento de dureza de la escoria y el clinker, para este rango de mezcla, por lo cual el clinker no·se rernuele tanto ni aumenta el porcentaje de los extrafinos al aumentar al porcentaje de escoria.
MOLIENDA SEPARADA DE ESCORIA Y CLINKER
Con relación a la molienda de solo escoria se puede decir que la capacidad de molienda es buena con 40 t/hr para un rechazo de tan solo el 3 al 3. 5% sobre 40 M . Esto indica que los resultados de molienda serian mejores si se tuviera un cargue de bolas adecuado, para el tamaño de entrada de la escoria al molino. Es decir seria preciso cambiar la carga de cuerpos moledores y variar la longitud de las cámaras. El control del circuito es fácil y responde a las variaciones de ventilación y velocidad del separador, de tal manera que cuando se aumenta el volumen de aire en el separador y se bajan las revoluciones del separador se obtienen fácilmente rechazos
del 15 y 18 sobre 40 A .
Con relación al ensayo con solo clinker y yeso, podernos decir que el resultado no es tan bueno corno se esperaba puesto que la capacidad de molienda cuando ya se estabilizó el molino fué de tan solo 52.8 ton/hr para un rechazo de 6% sobre 40 .M. Es presumible que la capacidad de molienda aumente ostensiblemente cuando se aumente el rechazo. Como en el caso de la escoria seria necesario efectuar alguna reclasificación de cuerpos · moledores aunque sería solamente en el volumen de cada tipo de cuerpo moledor.
CEMENTO SIDERURGICO
Caracterización 1
Con el propósito de determinar las propiedades del cemento siderúrgico y proceder a su posterior comercialización se
324
realizó un ensayo a escala industrial de cemento siderúrgico,
con las siguientes caracteristicas:
1. Caracteristicas de operación
kwjton
50
capacidad t/hr 43.96
3 aletas
40
2. Caracteristicas fisicas
Blaine (cm2/gr)
4161
Rechazo 40
2.34
Estabilidad
-0.020
Fraguado inicial
3:23
Fraguado final
4:36
Rl (kgjcm2)
46
R3 "
114
R7
11
192
R28 11
322
3. Análisis quimico
MgO
S03
R. I.
Escoria Na20 K20 Cal libre Densidad
%
l. 54 l. 73 0.74 69.79
0.45
2.95
Corno resultado de los ajustes del circuito para mantener el Blaine, la alimentación del molino disminuyó de 48.65 tonjhr a 44 más o menos 1 tonjhr; el porcentaje de recirculación al
molino aumentó de 207% a un rango de 230-240%. El Blaine fué
alto y descendió desde 4998 hasta 4223 en promedio.
Para este ensayo el circuito se manejó en automático es decir controlando la alimentación con la variación de la potencia del elevador de cangilones.
Caracterización 2
1. Caracteristicas de operación
kwjton
49.85
tonjhr
42.12
# aletas
36
2. Caracteristicas fisicas
Blaine (crn2/gr)
3629.1
Rechazo 40
3.7
Estabilidad
-0.033 mm
Fraguado inicial
3:38
Fraguado final
4:50
R1 (kgjcm2)
41
325
R3 "
89
R7 "
169
R28 11
280
3. Análisis quimico
MgO 803
R. I.
Escoria
1.33% 1.58% 0.15%
70.29%
Como diferencia sustancial con el ensayo de caracterización No. 1 estuvo el trabajo del separador con 36 aletas en posición completamente afuera. De otra parte el objetivo de Blaine fué
inferior en 600 puntos respecto al ensayo anterior. El rechazo sobre 40)U fué un poco más alto ya que el anterior fué 2.34% y
este último 3.7%
En este segundo ensayo la potencia del molino fué un poco más baja como resultado de una menor carga de cuerpos moledores en
la cámara 1 del molino, esta diferencia de 98 kw explica el por qué a pesar de haberse trabajado a un blaine más bajo se tuvo una menor productividad.
Aspectos Generales
La experiencia obtenida para la molienda de cemento siderúrgico nos ha mostrado la necesidad de alimentar la escoria con una humedad menor del 1% para evitar atascamientos en especial en la segunda cámara, en años anteriores se habian presentado limitantes en la productividad de los molinos por la baja capacidad de los elevadores que no permitian un un aumento de
la recirculación, éstos se han cambiado a unos de doble
capacidad que permitirán efectuar variaciones en el volumen de material alimentado al separador.
El cemento siderúrgico producido en la Fábrica presenta una. mayor facilidad de manejo en el circuito de molienda, comparado con el cemento normal, disminuyendo la frecuencia de
atascamientos de los aerodeslizadores y de los colectores de polvo. El único inconveniente en el circuito es el incremento
de arrabio acumulado en el circuito, el cual termina evacuado
con el mismo cemento cuando alcanza la granulometria efectiva para ser separado de los gruesos.
A nivel industrial la capacidad de producción para un cemento
con 70% de escoria es de 43 tonjhr con un consumo de energia de 50 kwjton. Estos valores son susceptibles de mejorar
ostensiblemente si hubiera continuidad en la fabricación de
este tipo de cemento, ya que por la baja demanda de este producto, las producciones son a escala muy baja, lo cual no permite una estabilidad del proceso, ni permite variar en
326
manera significativa los parámetros de operación y las condiciones de equipo.
El comportamiento del crecimiento de las resistencias comparado con el cemento Tipo I producido en la Fábrica, muestra como entre 1 a 3 dias, hay un incremento de solo 57 kgs mucho menor que el del tipo I, pero por el contrario el incremento en las resistencias entre 3 y 7 dias es mayor en el cemento siderúrgico con 85 kgs contra 62 en el cemento normal; el incremento entre 7 a 28 dias es muy similar con 121 kg para el siderúrgico y 137 para el normal.
De acuerdo a los resultados industriales, la resistencia del cemento siderúrgico es muy sensible a las variaciones de granulometria, de tal manera que para el mismo porcentaje de escoria el de menor rechazo sobre 40 M presenta las mejores resistencias, registrando además un mayor incremento entre 1 y 3 dias.
En los ensayos de autoclave el cemento siderúrgico presenta contracción por lo cual la estabilidad nos da un valor negativo de -0.02 a -0.03, ésto a pesar de el C3S alto contenido en el clinker, factor importante para la utilización de este cemento en obras de gran magnitud y altos consumos de cemento.
Con relación al fraguado éstos son mayores en el cemento siderúrgico en 30 1 tanto para el fraguado inicial como final.
CEMENTO CORRIENTE TIPO I
En la producción de cemento tipo I, se han utilizado diferentes porcentajes de escoria, siendo del JO% en promedio hasta el año 83. A partir de ese año hasta la fecha el porcentaje de escoria ha variado entre el 30 y el 40% Estas variaciones se han enmarcado dentro de parámetros de calidad en los cuales la resistencia a un dia estaba en valores superiores a 90 kgjcm2.
Dentro de todos estos resultados observamos que las resistencias para cementos con 29% de escoria a 39% de escoria, presentan valores de resistencias a 1, 3 y 28 dias muy similares como es el caso de los promedios obtenidos entre el año 1983 y 1989 para el molino 1.
Para estos dos casos la capacidad de producción no presenta sino una diferencia de 2 tonjhr, ésto como resultado de moler más fino el cemento con 39% de escoria.
Para el caso del molino 2 el comportamiento para los mismos años es muy similar en lo relacionado al porcentaje de escoria y resistencias, pero en la capacidad de producción hay una diferencia de 6 tonjhr que básicamente se puede explicar por la carga de bolas del molino y por el trabajo del separador.
327
En vista de la importancia de la carga de bolas para tener una buena capacidad de producción y una mayor utilización de adiciones, a partir del año 1989 se comenzó como objetivo a trabajar los molinos a su capacidad máxima de'potencia.
Con base en la experiencia de años anter.iores en 1990 se cambió el concepto de trabajo con relación al rechazo sobre 40AJ, lo cual permitió aumentar de un valor de alrededor de 5% a un valor superior al 7%, con lo cual se mejoró en forma sustancial la capacidad de molienda.
COMPORTAMIENTO GENERAL
A pesar del comportamiento diferente de la operación de los molinos 1 y 2 de cemento, las caracteristicas fisicas son muy similares, de tal manera que haciendo un resumen de todos los cementos producidos hasta el año 1990 por cada circuito, lograrnos obtener los siguientes resultados. Las resistencias a 1 dia, son de 94.17 kgjcm2 y 94.23 kg/cm2 para las producciones del molino 1 y 2 respectivamente; siguiendo el mismo orden a 3 dias son de 186.79 kgjcm2 y 187.48 kgjcm2, a 7 dias 248.23 kgjcm2 y 249.50 kg/cm2, para 28 dias 384.57 kgjcm2 y 387.60 kgjcm2.
Las anteriores cifras de resistencias nos muestran una gran estabilidad del cemento producido, independiente del circuito utilizado, de la calidad de las materias primas y de las condiciones operativas propias de cada circuito.
Los resultados obtenidos corresponden a porcentajes de escoria de 25.21% a 43.16% para el molino 1 y de 25.41% a 42.49% en el molino 2.
El comportamiento de las resistencias a 1, 3, 7 y 28 dias muestra una relación que se cumple para este rango de escoria, el cual es muy diferente si se trata de cementos con mayor porcentaje de escoria, de un rechazo sobre 40)A más alto del obtenido o de valores de Blaine más bajos.
Las relaciones obtenidas son las siguientes:
R3 = R1 + 92.5 R7 = R3 + 61.7 R28 = R7 + 137
Como se aprecia el desarrollo de las resistencias de los morteros de nuestro cemento, difieren con el de un cemento con adiciones diferentes a la escoria o las de un cemento portland puro, ésto se explica porque la alta actividad del clinker desa~rolla las resistencias a 1 y 3 dias, se aprecia el desa~rollo de las resistencias por parte de la escoria, el cual aunque es más lento sigue desarrollando resistencias en forma continua aún después de los 90 dias.
328
En términos generales para mantener las resistencias del cemento en el rango estudiado, no ha sido necesario sobremoler el cemento, aunque hay que destacar cómo se disminuye el rechazo sobre 40 ~en un dos a tres por ciento a partir del 39% de escoria para mantener los valores objetivos de escoria, el Blaine sufre un incremento entre 100 y 200 puntos para ese valor en adelante.
Las variaciones en el Blaine no son apreciables en el rango de 25% a 39% de escoria para el caso del molino 1, donde fluctuara de 3800 cm2/g a 3950 cm2/g., lo mismo que el rechazo que está entre el 3% al 6% sobre 40 M •
Para el molino 2 el Blaine presentó valores muy bajos para el 30, 31 y 32% entre 3400 a 3600 cm2/gr, mientras para el 33% al 40% está entre 3800 a 4000 Blaine.
Para los dos molinos el comportamiento entre el rechazo y el Blaine es inverso. Teniendo en cuenta que la capacidad de molienda y el consumo especifico de energia dependen de la carga de cuerpos moledores, de la distribución de tamaños, del estado de las placas levantadoras y de clasificación, del estado de las placas del diafragma y del tiraje dentro del molino, como aspectos más sobresalientes, encontramos una tendencia inversa entre el porcentaje de escoria y la capacidad horaria, que varia entre 44 ton/hr a 52 ton/hr para el molino 1 y de 42.5 tonjhr a 53 ton/hr para el molino 2.
La capacidad de molienda presenta un rango estable entre el 33% al 38% el cual varia especialmente por los cambios operativos.
El consumo específico de energia es directamente proporcional al porcentaje de escoria, pero presentando un menor rango de variación comparado con la capacidad, lo cual demuestra la influencia de los cambios operativos.
CEMENTO TIPO III
Por los bajos consumos de cemento tipo III en la industria de la construcción en Colombia, la Fábrica ha producido solo algunos miles de toneladas de esta clase de cemento, por eso se tiene una información menos representativa que en los casos del cemento tipo I y en el de cemento siderúrgico, sin embargo los datos que se tienen permiten caracterizar muy bien el cemento.
El cemento tipo III se ha producido con adición de escoria entre el 12 al 16%, con Blaine promedio de 3.875 y un rechazo
sobre 40 M, menor de 4.%, para lograr resistencias promedio de
130 kgjcm2 a un dia, 231 kg/cm2 a tres dias, 300 kg/cm2 a 7 dios y J9~ kgjcm2 n 20 dlnc, lno cuales son superiores a las exigidas por la norma ASTM.
329
El incremento de resistencias para los diferentes periodos tiene un comportamiento diferente al de los cementos siderúrgicos, y los cementos normales.
= RJ • Rl + lOO
R7
RJ + 70
R28 = R7 + 94
El cemento tipo III presenta el mayor incremento de 1 a 3 dias como resultado del mayor contenido de clinker, pero en el periodo de 3 a 7 dias es menor que el cemento siderúrgico y mayor que el cemento normal. Para el periodo entre 7 y 28 dias
la resistencia presenta el menor incremento como resultado del menor contenido de escoria.
En la producción de este cemento los molinos han operado a una capacidad promedio de 52 tonjhr, la cual es resultado de
trabajar en un rango de rechazo muy bajo.
330
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1 1-OUSifiCACION 1
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1
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1~-l.tUll NUA 1 1 HA:INA 1
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1 CLINK[R . 1 1
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1
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1
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1 lSCURIA
1
1
1
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1
[T[-ALMAC[NAUilNlO 1
JI ~-Alt.IACl NAllllNI O 1
IYESO
1
1
EC\\JIPOS :
1-16 BASCULAS AUIOI.fAIICAS 2 t.IOUNO DE BOLAS CIRCUITO CERRADO EN SECO 2' ESPECTROt.JETRO DE R-X YCOt.IPUTADOR J SitOS CON INYECCION DE AIRE 4 t.IOLJNO VERliCAI. DE RODILLOS 5 HORNO ROTATORIO CON PRECAlENIAOOR DE SUSPENCION 6 ENfRIADOR DE PARRillAS (AIRE) 7-13-15 PATIO CUBJERIO 8 CARRO BASCULA
9 CARROS ElEVADORES 10 ALTO HORNO 11 INY[CCION DE AGUA 12 SECADOR RAPIOO CON AlWS-SEPARADOR t.IAGNEIICO 14 IRJIURADOR DE UANDIBULAS 17 UOLINO DE BOLAS, CIRCUIIO CERRADO 18 SitOS
332
--------------------------~
~-r-r----r~=--r-------------------------,1
¡!
1
11 11 11 11
1 1 1
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11
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w
r --
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r::l
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D
2:::
334
RESISTENCIA A LA COMPRESION
CEMENTO SIDERURGICO
Kg/cm2
1000~------------------------~
1
~~STM G-595-S
lePA TIPO S
43
3
7
28
91
41 103 101 186 248 460
EDAD(Dias)
l - ASTM C-595-S
1 -+- CPR TIPO S
GPR
335
CALORES DE HIDRATACION
CEMENTO SIDERURGICO
Callgr
100
ff¡i-·
r-
-
- .....
- ....
.
-·· ..
·~ ..
..
.......... ·····
.......... .. ' ~·
-
10
1
3
1
1
7
28
ASTM C-595-S
CPR TIPO S
60
70
47
62
EDAD(Dias)
~ [ - ASTM C-595-S -+- CPR TIPO S
CPR
336
ESCORIA
1.
(o)
(..o..).
66.7
67.3
68.4
69.6
PROMEDIO=
68
MAXIMO
70
MINIMO
67
DIFERENCIA
ACERIAS PAZ DEL RIO SA FABRICA DE CEMENTO CPR
MOLIENDA DE CEMENTO CEMENTO SIDERURGICO
BlAINE CM2/G
3801 3728 3857 3755
3786 3857 3728
RECHAZO~:
%
3.5 8.3 4.0 3.9
4.9 8.3 3.5
R1 KG/CM2
46 44
44
42
44 46 42
R3 KG/CM2
107 98 102 98
101 107 98 57
R7 KG/CM2
200 182 187 178
187 200 178 85
R28 KG/CM2
313 305 311 304
308 313
304
121
CEMENTO SIDERURGICO
% DE ESCORIA VS RESISTENCIAS
RESISTENCIAS(KG/Cm2)
350~-------------------------------------~
r:J..
\_,..,
-.=....
300-
.............
250 f-
150
'
r-,
.
100 ~.................
,
,-~
. 50~A
A
V
V
o~-----------~'----------~'------------~
66.7
67.2
68.4
69.5
o/o DE ESCORIA
~ -+-- R 1 ---*- R 3 --+-- R 7 -e- R 28
CPR
338
CEMENTO SIDERURGICO
% DE ESCORIA VS BLAINE
385'0
3800
3750
3700~--------~----------~----------~
66.7
67.2
68.4
69.5
o/o DE ESCORIA
~ [ - BLAINE
CPR
339
CEMENTO SIDERURGICO
% DE ESCORiA VS RECHAZO 40U
RECHAZO 40U
10~--------------------------------~
8
4 2 .......
o~----------~----------~--------~
66.7
67.2
68.4
69.5
%DE ESCORIA
~RECHAZO ~
CPR
340
RESISTENCIA A LA COMPRESION
CEMENTO TIPO 1
Kg/cm2
1000.---------------------------~
10 1
ICONTEC-121 CPR TIPO 1 94
3
'7
28
91
80
150 240
188 248 385 450
EDAD(Dias)
[-
ICONTEC-121
1 -+- CPR TIPO 1
CPR
341
RECHAZO 40U VS 0/o DE ESCORIA
MOLINO #1
RECHAZO 40U
7~------------------------------------~
5
4
3
2
1
o~~--~~--~~--~~--~~--~~--~~
25 29 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43
o/o DE ESCORIA
[-
~ RECHAZO 40U
CPR
345
o/o DE ESCORIA VS KW/TON,TON/HR
MOLINO #1
TON/HR
54
KW/TON
54
52
52
50
50
48
48
46
46
44
44
42
42
40
40
25 29 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43
o/oDE ESCORIA
1 [ ~rON/HR -+- KW/TON
CPR
346
CAPACIDAD TON/H
ENERGIA KWH/TON
ESCORIA %
CEMENTO No 2
BlAJNE CU2/G
RECHAZO 40
~
TIPO SACOS
Rl KG/CU2
R3 KG/CU2
R7 KG/CU2
R28 KG/CU2
50.46
42.84
25.41
3821.25
5.57
95.25
193.25
255.75
386.50
52.95
39.80
30.10
3572.00
4.70
94.00
190.00
260.00
390.00
41.54
61.32
31.30
3615.00
5.20
95.00
189.00
254.00
388.00
47.87
48.51
32.53
3458.50
5.30
95.00
186.50
247.50
381.00
49.32
48.35
33.56
3830.78
5.25
98.56
19111
255.33
393.22
48.20
47.62
34.45
3857.93
4.78
97.53
190.60
252.20
387.60
49.21
45.94
.35.48
3806.93
4.75
97.20
189.00
248.60
380.13
47.26
49.47
36.51
3836.64
4.18
93.00
184.55
' 245.27
384.36
w ..¡.:.:..,
45.84
51.22
37.55
3825.78
167
90.22
182.00
243.11
380.22
46.18
47.66
38.68
3934.00
3.23
94.00
187.50
248.50
395.50
44.09
51.93
39.41
3982.11
2.73
92.33
185.00
246.17
382.67
43.80
44.96
40.38
3991.00
125
93.50
186.50 1
247.00
391.50
47.04
47.95
41.47
4018.33
3.16
91.67
182.67
244.00
390.67
42.65
51.94
42.49
4050.00
2.50
92.00
185.00
245.00
395.00
PROUEDIO
46.89
48.54
35.70
3828.59
4.16
94.23
187.48
249.53
387.60
UAXIM()
52.95
61.32
42.49
4050.00
5.57
98.56
193.25
260.00
395.50
t.IIN1UO
41.54
39.80
25.41
3458.50
2.50
90.22
182.00
243.11
380.13
DifERENCIA
93.24
62.05
138.07
RESISTENCIAS VS o/o DE ESCORIA
MOLINO #2
AESISTENCJAS(KG/CM2)
500~--------------------------------~
300 200
o~~~~--~~~~~~~~--~~~~
21 25 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42
o/oDE ESCORIA
l.-:- ~ R 1 -+- R 3 -+- R 7 -a- R 28
CPR
348
BLAINE VS 0/o ··oE ESCORIA
MOLINO #2
BLAINE(cm2/g)
4100~--------------------------------~
4000
3900
3800
3700
3600
3500
34oo~~~~--~~~--~~~~--~~~~
. 21 25 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42
%DE ESCORIA
~ ~ [
BLAINE
CPR
349
RECHAZO 40U VS 0/o DE ESCORIA
MOLINO# 2
RECHAZO 40U
6~----------------------------------~
5
4
3
2~~~--~~~--~~~--~~~--~~~
21 25 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42
o/o DE ESCORIA
~ - • RECHAZO 40U
CPR
350
o/o DE ESCORIA VS TON/HR,KW /TON
MOLINO #2
TON/HR
KW/TON
55~--------------------------------~55
50 45
40
35
35
21 25 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42
o/o DE ESCORIA
~ --*"- TON/HR -s- KW/TON
CPA
351'
RESISTENCIA A LA COMPRESION
CEMENTO TIPO 111
Kg/cm2
1000~--------------------------~
ICONTEC-121 CPR TIPO 111
3
7
28
91
100
210
130
250
310
420
480
EDAD(Dios)
-
ICONTEC-121
~ -+- CPR TIPO 111
CPR
352
ESCORIA
%
13
w en
13
w
14
16
PROMEDIO
14
MAXIMO
16
MINIMO
12
DIFERENCIA
CEMENTO No 3
TIPO III SACOS
BLAINE
RECHAZO 40
R1
CM2/G
%
KG/CM2
R3 KG/CM2
R7 KG/CM2
3914
4.45
129
228
311
3924
3.25
135
237
311
3858
3.52
132
233
303
3859
4.09
127
226
289
3875
3.79
130
231
300
4030
5.90
141
240
318
3657
2.40
120
220
230
100
70
R28 KG/CM2
394 399 395 392
394 405 381 94
CEMENTO TIPO 111
%DE ESCORIA VS RESISTENCIAS
RESISTENCIAS (KG/CM2)
500~----------------------------------~
40Q["r·· ·· · ·
]
3oor~~··~~----~,"' ------~~--~-----1
/\\
V V
100
o~----------~~------------~~----------~
12.7
13.3
14.3
15.5
o/o .DE ESCORIA
~ --*- R 1 -4--- R 3 --+-- R 7 --e- R 28
CPR
354
CEMENTO TIPO 111
50 DE ESCORIA VS BLAINE
8LAINE(CM21G) 3950~----------------------------~
3940
3930
3920
3910 3900'
3890
3880-
3810
3860
3850~--------~--------~--------~
12.1
13.3
14.3
15.5
%DE ESCORIA
~ ~ [
BLAINE
CPR
355
CEMENTO TIPO 111
% DE ESCORIA VS RECHAZO 40U
RECHAZO 40U
5~-----------------------------------.
4.5
4
3.5
3~-----------~----------~----------~
12.7
13.3
14.3
15.5
%DE ESCORIA
~ [-RECHAZO
CPR
356
CONCRETO CON CEMENTO SIDERURGICO
Maria del Pilar Velasco B. (*)
RESUMEN
El Concreto con cemento siderúrgico que se presenta en este trabajo incluye la descripción del proceso de fabricación y comportamiento fisico-quimico del cemento siderúrgico, obtenido a partir de la adición de las escorias del Alto Horno de Acerias Paz del Rio, asi como una breve historia de su utilización.
En los capitules 2 y 3 se incluyen propiedades, procedimientos y resultados obtenidos en la investigación a nivel de laboratorio y se compara el concreto con cemento siderúrgico con el concreto con cemento convencional.
El último capitulo contiene información obten.ida de la aplicación práctica en proyectos de ingenieria de concretos con diferentes porcentajes de escoria.
Se incluyen gráficas que permiten observar y concluir sobre el comportamiento térmico, fisico y mecánico de estos materiales.
(*)
Ingeniera Civil, Universidad
Javeriana, Bogota D.E.Colombia.
357
María del Pilar Velasco Bolaños, Ingeniera Civil recibida en la Universid~d Javeriana, Bogotá, D.E., Colombia. Ingeniera en entrenamiento Material Service Co. Chigago USA, ex-Directora Comercial de Concretos Premezclados S.A. y Metroconcreto S.A. en Bogotá, Colombia.
1. INTRODUCCION
Como material de construcción, parece que las escorias siderúrgicas se utilizaron por primera vez en Inglaterra, algunos años después de 1830. Posteriormente Vicat (1786-1861), al analizar el comportamiento de este cemento en los morteros, notó la analogía entre la composición química de las escorias y el cemento portland. Más tarde, en Alemania, Michaelis mezcló las escorias con cal formando conglomerantes y hacia 1862 E. Langen las granuló facilitando su evacuación del alto horno. Kühl descubrió la arena de escorias y en 1880 aparecieron los primeros cementos después de mezclar la escoria granulada finamente molida con el clínker portland.
El empleo generalizado de estos concretos aparece después de la segunda guerra mundial, a partir de los trabajos realizados en agua de mar por los alemanes.
La activación de la arena de escorias por los sultafos fue descubierta en 1907, dando origen a los cementos sobresulfatados.
A partir de 1928 los cementos de escoria figuraron en las normas francesas y en 1967 más del 60 % de la totalidad del cemento francés contenía escorias.
~1 cemento portland de escoria de alto horno se elabora desde hace varios años en Escocia, E.E.U.U., Alemania, Francia, Bélgica, Inglaterra, Sudáfrica, Chile, Venezuela y Colombia, entre otros países.
2. CEMENTO SIDERURGICO
El cemento de escoria o siderúrgico resulta de la molienda conjunta del clínker portland, escorias de alto horno granuladas y piedra de yeso. El contenido de escoria puede variar entre el 25 % y el 70 %, aunque en algunos casos puede superarse este último valor.
358
2.1. Características del cemento siderúrgico
Las propiedades de los cementos siderúrgicos dependen del contenido de escoria, aunque también de la finura alcanzada en la molienda. A continuación se resumen las características más importantes de estos cementos.
2.1.1. Fraguado y endurecimiento
Los cementos siderúrgicos presentan tiempos de fraguado algo mayores a los del cemento convencional. Debido a la ganancia de resistencia más lenta, se requiere un cuidado más intensivo y prolongado en la etapa de curado, durante la cual se debe evitar al máximo la desecación.
2.1.2. Comportamiento con los aceros
Se ha creído que los sulfuros provenientes de la escoria granulada y por consiguiente presentes en los cementos de escoria, puedan dar lugar a ácidos susceptibles de atacar los hierros de los concretos armados. Pero estos sulfuros fijan el oxigeno bajo formas de sulfatos antes que afecte a los aceros.
2.1.3. Bajo calor de hidratación
El calor producido por la reacción del agua con el cemento es menor para los cementos que contienen escorias de alto horno, por lo tanto se reduce el riesgo de formación de fisuras de origen térmico en los concretos elaborados con este tipo de cemento.
El calor de hidratación en este cemento es bajo y disminuye en la medida que los cementos contengan mayor cantidad de escorias como se puede ver en la Figura 1.
La capacidad de resistencia a compresión y la velocidad de endurecimiento o incluso el mismo desarrollo de las resistencias se mueven en sentido inverso a la cantidad de calor desarrollado en la hidratación.
2.1.4. Estabilidad de volumen
El reducido aumento de temperatura del concreto durante su fraguado, impide que se presenten variaciones de volumen en la masa del concreto, lo que se traduce en una disminución notable de· fisuras y grietas proporcionando un material apto para ser empleado en hormigones masivos.
359
2.1.5. Aumento de resistencia final La actividad química de las escorias
hace que la reacción de hidratación se prolongue durante un período superior al de los cem~ntos corrientes produciente una ganancia de a resi~tencia largas edades. En la Figura 2 se grafica la evolución de resistencia a compresión para cementos CPR tipo I, S y III.
2.1.6. Resistencia al ataque químico La cal liberada en el proceso de hidra-
tación del clínker es estabilizada por la escoria evitando así su solubilización de la cal por los ácidos o las aguas puras, manteniendo un medio favorable para la conservación de los hierros en el concreto reforzado.
2.1.7. Resistencia a los sulfatos Las escorias de alto horno permiten una
reducción considerable de la formación de sulfoaluminato de calcio, con lo que se evita la desintegración del concreto por ataque químico, manteniendo un medio favorable para la conservación de los hierros en el concreto reforzado.
2.1.8. Impermeabilidad Las características fís~co-químicas del
cemento siderúrgico permiten obtener concretos y morteros de mayor impermeabilidad que la que se puede lograr con otros cementos.
3. PROCESO DE FABRICACION DEL CEMENTO'SIDERURGICO EMPLEADO POR ACERIAS PAZ DEL RIO
3.1. Materiales utilizados 3.1.1. ClÍnker portland
El clínker portland es elaborado por vía seca, completándose las operaciones usuales hasta el enfriado del mismo a la salida del horno rotativo.
3.1.2. Escoria de alto horno granulada Luego del proceso de granulación, la
escoria es sometida a un proceso de secado y de separación magnética, para posteriormente ser almacenada.
360
3.1.3. Yeso
El yeso o piedra de yeso, se adiciona para regular los procesos de fraguado, evitando el fenómeno de fraguado relámpago o instantáneo.
3.2. Molienda
El circuito de molienda incluye la dosificación de las proporciones deseadas de los diferentes constituyentes, controladas en la alimentación del molino a través de bandas dosificadoras dotadas de celdas de carga como instrumento de control. Periódicamente, cada 8 horas, se determina la pérdida por calcinación y el porcentaje de escoria como parámetro adicional de control.
3.3. Niveles de remplazo
Los porcentajes de escoria utilizados en la
producción de Cementos Paz del Rio varian de acuerdo con el tipo de cemento y las especificaciones previas a su aplicación.
Denominación
Expendio
Contenido de escoria
CPR tipo I
en sacos
36 al 40 %
CPR tipo S
a granel
70 %
CPR tipo III
a granel
15 %
3.4. Costos de producción del cemento siderúrgico
El siguiente es un análisis de costos unitarios en dólares por tonelada de cemento tipo S producido, calculado en el mes de diciembre de 1990 para el cemento siderúrgico producido en Colombia.
361
CUC (U$S)/t = CV + CF
cv =
. [ CVq + CVc + CVy + CVcto + CVd ] (1 - ~ pérdidas)
cuc
CF
cv
q
e y cto d pérdidas
= costo unitario de cemento (U$S/t) = costo fijo = costo variable de ~ada centro de costos = porcentaje de clinker en la mezcla = porcentaje de escoria en la mezcla = porcentaje de yeso en la mezcla = cemento = despacho = pérdidas de cemento por manejo
remplazando,
= [(16.69)0.25+(3.45)0.7+(19.69)0.05+4.126+6.88]
cv
0.9825
cv = 18.9 U$S/t
CF = 10.126.000 U$S/aflo
Si toda la producción de 600.000 t fuera cemento rúrgico:
side-
CF =
1o. 128.000
600.000
= 16,8 U$S/t
CUC = 18.9 + 16.8 = 35.78 U$S/t
3.5. Usos de los cementos siderúrgicos en obras civiles
Entre los antecedentes de obras civiles en las que se emplearon los cementos siderúrgicos elaborados por Cementos Paz del Rio podemos citar:
* Proy. Hidroeléctrico del Guavio
CPR I y CPR S
* Canalización del Rfo Tunjuelo
CPR "especial"
* Proy. hidroeléctrico de San Carlos-Jaguas CPR S
362
4. CONCRETO SIDERURGICO vs.CONCRETO CONVENCIONAL
4.1. Trabajo experimental con la Universidad Javeriana
En 1985, en colaboración con la Universidad Javeriana, se realizó un estudio comparativo sobre el comportamiento mecánico de concretos elaborados con los mismos materiales pero empleando los cementos designados como CPR I y CPR S.
Se adoptaron dos asentamientos en el cono de Abrams, 7 y 15 cm y se dosificaron concretos con contenidos de cemento variables entre 200 y 500 kg/m3. Se evaluaron diferentes parámetros, tanto en estado fresco como endurecido.
4.1.1. Materiales
4.1.1.1. Cemento
Se utilizó cemento CPR I (entre 35 y 40 %de escoria de alto horno) y CPR S (70% de escoria). Sus propiedades fisicas, quimicas y mecánicas se indican en Tablas 1 a 3.
4.1.1.2. Agregados
Se utilizaron materiales triturados de cantera. La grava de Tamaño máximo 25 mm con textura áspera y forma angulosa, aunque con algún porcentaje de particulas redondeadas y la arena cuarzosa de Módulo de finura 3.19.
4. 1 . 1 . 3. Agua y a i re
Se utilizó agua procedente del acueducto de la ciudad, apta para ser utilizada como agua de amasado en hormigones y morteros. El contenido de aire de las mezclas se estimó en el 1%, aunque no se verificó experimentalmente.
4.1.2. Diseño y proporciones de las mezclas
Para la dosificación de los concretos se siguió el método de Füller, considerado apto dadas las caracteristicas no homogéneas de los materiales. La cantidad de agua de las mezclas se ajustó para obtener los asentamientos previstos.
El contenido de cemento se fijó en 200, 300, 400 y 500 kg/m3, para contemplar mezclas ricas y pobres.
En las Tablas 6 y 7 se resumen las cantidades empleadas de cada uno de los materiales en los
363
concretos con cemento CPR I y S, para los asentamientos de 7 y 15 cm respectivamente.
4.1.3. Ensayos sobre concreto fresco.
Se verificó el asentamiento por medio del ensayo de Tronco de Cono de Abrams (ASTM C-148-66;
ICONTEC 396), asegurando que éste se mantuviera en los valores prefijados de 7 y 15 cm, con una tolerancia de 1 cm.
Se moldearon cilindros de 10 x 20 cm para
evaluar la resistencia a la compresión y tracción indirecta y cilindros de 15 x 30 cm para determinar el
módulo de elasticidad estático en compresión. Para
realizar ensayo de flexión se moldearon vigas de 15 x
15 x 60 cm.
4.1.4.
Ensayos en estado endurecido y comporta-. miento mecánico
4.1.4.1. Resistencia a la compresión
Se ensayó una pareja de cilindros por mezcla, para cada una de las siguientes edades: 3, 7, 14, 28, 56 y 91 días. Los resultados se muestran en las
Tablas 8 y 9.
4.1.4.2. Resistencia a la flexión y tracción indirecta.
Se determinó la resistencia a la tracción indirecta y el módulo de rotura por flexión, carga en los tercios, a la edad de 28 dias. Los resultados para los concretos con 7 cm de asentamiento se informan en Tabla 10 y los correspondientes a las· mezclas
con 15 cm de asentamiento, en la Tabla 11.
4.1.4.3. Módulo de elasticidad estático
Se evaluó sobre probetas cilindricas de 15 x 30 cm a la edad de 28 días. Se determinó el Módulo tangente en un punto de la curva ( 50 % de la tensión
de rotura ) y el Módulo secante entre dos puntos de la
misma. Los valores obtenidos se resumen en Tabla 12.
4.1.5. Interpretación de resultados
Al comparar la resistencia a la compresión entre mezclas con diferentes asentamientos se encontraron valores mayores para las realizadas con 7 cm. Cuando se compararon los dos ti~os de cementos para las mezclas con contenidos unitarios de cemento de 300
364
y 500 kg/m3, se obtuvo un valor mayor para los concretos elaborados con cemento tipo I, aunque para 300 kg/m3 el incremento fue menor y uniforme. Para 400 y 500 kg/m3, los incrementos fueron mayores.
En el caso de los asentamientos de 15 cm y para todas las mezclas pobres en cemento tipo I Y S (200 kg/m3 y algunas de 300 kg/m3), se observa un comportamiento similar. A edades mayores, el concreto fabricado con cemento sider-úrgico supera al elaborado con cemento tipo I.
En lo que respecta a la relación agua/cemento vs. resistencia a la compresión, se obtuvieron valores mayores de resistencia para el caso del concreto siderúrgico con relaciones agua/cemento altas, si se las compara con los valores que presentó el concreto convencional en iguales condiciones.
En lo que respecta al módulo de elasticidad, no se observaron diferencias significativas entre los dos cementos.
4.2. Proyecto hidroeléctrico del Guavio
Entre 1986 y 1989 se ha empleado en este proyecto la mayor cantidad de cemento siderúrgico, especialmente para concretos masivos (bajo calor de hidratación) y para concretos resistentes al ataque quimico.
Guavio está ubicado en el Departamento de Boyacá, a 120 km de Bogotá. El objetivo es restituir el caudad al Rio Guavio y formar un embalse de 1140 millones de metros cúbicos. El volumen de la presa es de 17.8 millones de metros cúbicos. Entre sus obras, se incluye a una presa de enrocado y núcleo de arcilla de 250 m de altura, 390 m de longitud de cresta, túnel de desviación de 1500 m, túnel auxiliar, rebosadero con estructura de control con compuertas y dos túneles de 560 m de longitud cada uno y 4 m de diámetro. La primera etapa se construyó para una capacidad final de 1600 megavatios y se instalaron equipos para una potencia de 1000 megavatios.
4.2.1. Materiales utilizados
Se utilizaron 38.000 toneladas de cemento, entre tipo I y tipo S. También se utilizó un cemento tipo III de otra fábrica, sin escorias. La especificación indicaba utilizar cemento siderúrgico para posi-
bilitar una temperatura de colocación de 20 ·e en los
concretos de la Estructura de Control y de la zona de blindaje de la presa.
365
Los agregados se obtuvieron a partir de la roca ubicada en una cantera cerca del Río Guavio; se utilizaron dos fracciones de agregado grueso, de 40 mm y 20 mm de tamafto máximo.
Se utilizaron aditivos plastificantes retardantes y normales en algunos concretos para investigaciones de la obra.
4.2.2. Concretos: diseños y aplicaciones
Se utilizaron 170.000 m3 de concreto, entre los que se incluye los elaborados con cemento siderúrgico (CPR S). De las numerosas dosificaciones ajustadas, merece destacarse · los concretos con tamaño máximo de 40 mm,· especificados para una resistencia a compresión a 28 días de 211 kg/cm2. En la Tabla 13 se resumen las proporciones de los concretos de estas características.
Se utilizaron principalmente para: a) La estructura de control y revestimiento del túnel
auxiliar b) El revestimiento de las galerías de las cámaras de
válvulas e) Los estribos de la presa-casetas de intrumentación
de puentes de las carreteras d) La conducción e) La central subterránea o caverna de máquinas, en
los macizos de los caracoles de las unidades de generación (ver ensayos adicionales para medir calor de hidratación). f) La gola de la estructura de control g) Concretos masivos del blindaje de la presa.
4.2.3. Comportamiento e investigaciones
4.2.3.1. Contenido de aire y resistencia a la compresión.
Se realizaron mediciones sobre los concretos con cemento tipo S e I, para contenidos unitarios de cemento de 330, 285, 290 y 250 kg/m3. El contenido de aire promedio en las mezclas fue de 1.2 %, sin presentar mayor variación entre las mezclas con diferentes calidades de cemento.
La resistencia a la compresión tuvo el comportamiento que se indica en Tabla 14.
Se obtuvo una resistencia de 287 kg/cm2, o sea 1,36 f'c. La desviación estandar fue de 42 kg/cm2
366
y el coeficiente de variación de 14.6, lo que permite concluir sobre su uniformidad.
En cuanto a comparar los cementos CPR S y CPR I, con el primero se obtuvo un 70 % de la resistencia obtenida con el concreto elaborado con cemento CPR I, para edades entre 1 y 3 días. A 1 día de edad, el concreto con CPR S desarrolló un 27% de la resistencia del concreto con CPR I.
4.2.4. Desarrollo del calor de hidratación
Se midió la elevación de temperatura en condiciones adiabáticas, utilizando un cubo de 0.5 m3. La temperatura de colocación de la mezcla se modificó agregando escarcha de hielo. Se evaluaron mezclas con 300 kg/m3 de cemento y una resistencia especificada de 210 kg/cm2, asentamiento entre 6 y 10 cm . Los resultados finales se indican en Tabla 14.
Es clara la ventaja de utilizar CPR S (70 % de escoria) para disminuir el riesgo de fisuraciones de origen térmico.
4.3. Canalización del Rio Tunjuelito Bogotá
El proyecto,
llamado
"Construcción
Interceptor Tunjuelo Medio y las Respectivas Estructu-
ras y Elementos", se construyó al sur de la ciudad de
Bogotá y forma parte del plan de la Empresa de Acueduc-
to y Alcantarillado de Bogotá. Consistió básicamente en
la colocación de un sistema de conducción de aguas
negras y servidas, para lo que se colocó una tubería de
concreto reforzado paralela al Río Tunjuelito, las
estructuras de interconexión de embalses, pozos de
ventilación, etc.
4.3.1. Especificaciones
Los concretos estarían en contacto di-
recto con aguas negras, gases y vapores. Además, las
aguas de contacto estaban contaminadas por las aguas o lixiviados del Relleno Sanitario Dofla Juana. Se previó también el ataque por sulfatos contenidos en las aguas.
Por estas y otras características particulares de la obra, se planteó la exigencia de un ce-
mento de alta resistencia inicial y resistente al ataque químico. Se fabricó un cemento CPR ESPECIAL, con un
contenido de escorias entre 42 y 45 %, que finalmente se utilizó en tod~ el proyecto.
367
4.3.2.
Características de los concretos utilizados.
4.3.2.1. Concreto para los tubos
Resistencia especificada: Asentamiento:
350 kg/cm2
o cm
Cemento CPR S Especial
430 kg/m3
Resistencia a la compresión
1 día: 150 kg/cm2
3 días: 230 "
7 días: 338 "
28 días: 465 "
4.3.2.2. Otros concretos convencionales
Se dosificaron otros concretos convencionales, algunos aptos para ser bombeados, utilizando aditivos plastificantes, utilizando cemento CPR S y CPR !. En todos los casos, es de destacar que se cumplieron las especificaciones establecidas.
4.3.2.3. Apreciaciones acerca del comportamiento en obra
a) El cemento CPR S es de características especiales, ofrece una alta resistencia a los sulfatos, a la vez que tiene un bajo calor de hidratación que elimina la formación de fisuras de origen térmico.
b) El cemento CPR S cumple con las espe-
cificaciones de las normas ICONTEC 121 y 321 (ASTM C-595, Tipo S).
e) Se observó que las resistencias a la compresión de los concretos producidos con este cemento se alcanzan más lentamente que las obtenidas para con-
cretos elaborados con cementos convencionales (en particular con respecto a cementos tipo III). Sin embargo,
a largo plazo, se alcanzan resistencias superiores.
d) En obra no fue necesario utilizar aditivos, aunque en laboratorio se dosificaron y ajustaron distintas mezclas. En todos los casos se observó
un comportamiento de acuerdo a lo previsible, esto es,
los aditivos comerciales ensayados son compatibles con los cementos siderúrgicos.
4.3.2.4. Otros antecedentes
descriptos,
Entre los diferentes antecedentes no
merece desatacarse el
Proyecto
368
Hidroeléctrico San Carlos-Jaguas, en el que se utilizó 80.000 m3 de concreto convencional y 5000 m3 de concreto lanzado.
El 90 % fue concreto convencional con cemento tipo I y, para concretos masivos se utilizó cemento CPR S, por su menor calor de hidratación.
369
Tabla 1: Composición química
Componentes
Oxido de magnesio (MgO) Trióxido de azufre (S03) Oxido de calcio (CaO) Oxido de silicio (Si02) Oxido de a.l umi ni o (Al203) Oxido de hierro (Fe203) Oxido de sodio (Na20) Oxido de manganeso (Mn203) Oxido de titanio (Ti02) Oxido de fósforo (P202)
Pérdida por calcinación Residuo insoluble
CPR I (promedio)
1.25 1. 85 50.35 29.95 13.60 1 . 45
---o---. ---1---5
0.32 0.95
CPR S (promedio)
1.05 2.00 57.40 25.90 9.45 2.30
---0---.0---9---
0.70 1.80
Tabla 2: Propiedades físicas
CPR I
Densidad (g/cm3) Finura Blaine (m2/kg)
Expans. en autoclave
Fraguado inicial (h:min) Fraguado final (h:min)
2.97 379
0.01 2:49 4:06
CPR S
2.93
3~5
O.Ó5 3:30 4:30
Tabla 3: Propiedades mecánicas, resistencia a la compresión de mortero ensayado sobre probetas
cúbicas de 50 mm de lado.
Edad
(días)
3 7
28
Resistencia a la compresión (kg/cm2)
CPR I
CPR S
16.4 23.4 39.2
9.9 16.4 39.3
370
Tabla 4: Propiedades fisicas de la arena y la grava
Masa unitaria suelta kg/m3
Masa unitaria compacta "
Densidad aparente
g/cm3
Densidad nominal
"
Absorción
%
Desgaste (Los Angeles) %
Grava
1407 1534
2.47 2.66 3.0 34.5
Arena
1751 1827
2.50 2.60 2.0
----
Tabla 5: Distribución granulométrica para la grava y la arena
GRAVA
Tamiz
Retenido
Pulg. mm
%
1 3/4
1/2 3/8 #4
Fon.
25.4 19.0 12.7
9.5 4.7
--
0.0 17.0 52.0 76.0 99.0
100.0
ARENA
Tamiz
#
mm
Retenido
%
4 4.76 8 2.38 16 1 . 19 30 0.60 50 0.30
100 o. 15
200 0.07
Fon. ----
18.4 38.6 50.0 57.6 67.6 87.1
96.9
100.0
371
= Tabla 6: Dosificación de los hormigones para As. 7 cm y CPR S/CPR I
Material kg/m3
Designación de los concretos
I/A
J/ B
K1 e
L/ o
Cemento
200
300
400
500
Agua
198/221 196/189 199/185 214/204
Ag. Grueso 864/976 859/874 834/851 834/851
Ag. Fino
936/1057 793/807 684/697 600/612
Aire (est)
1%
1%
1%
1%
Agua/cemto 0.99/0.98 0.65/0.64 0.50/0.46 0.43/0.41
Tabla 7: Dosificación de los hormigones para 15 cm de asentamiento y CPR S/CPR I
Material kg/m3
Designación de los concretos
M/ E
N/ F
O/ G
p1H
Cemento
200
300
400
500
Agua
202/203 202/193 211/197 220/210
Ag. Grueso 786/827 808/850 823/846 827/847
Ag. Fino
858/896 746/785 686/694 602/609
Aire (est)
1%
1%
1%
1%
Agua/cemto 1 . o111 . 04 0.68/0.66 0.53/0.49 0.44/0.42
372
Tabla 8: Resultados de Resistencia a la compresión,
= en kg/cm2, sobre probetas cilindros de 10 x
20 cm, para los concretos con As 7 cm.
Edad (dfas)
3 7 14 28 56 90
Cemento CPR I
A
B
e
23.3 51.9 78.2 119.4
1-6-2-.7
73.4 135.8 172.7 249. 1 314.0 370.0
152.8 232.3 328.5 388.0 439.0 482.0
D
172.0 267.6 353.5 436.0 503.4 528.0
Edad (di as).
3 7 14 28 56 90
Cemento CPR S
E
F
G
12.3 34.3 77.9 148.9 207.6 238.0
46.4 80.7 158.2 237.1 313.6
351. o
61.4 125.6 190.2 289.1 385.7 421.0
H
93.9 132.7 201.6 301.3 390.0 425.0
Tabla 9: Resultado de resistencia a compresión en kg/cm2, sobre cilindros de 10 x 20 cm, para
concretos con asentamiento de 15 cm.
Edad (dias)
3 7 14 28 56 90
Cemento CPR I
I
J
K
23.0 47.0 69.5 106.7 142.6
---
56.2
101 . 5 147.7 205.4 251.6 306.0
92.6
160.2 226. 1 289.6 335.1 381.0
L
105.6 174.6 250.6 321.8 398.4 416.0
Edad (di as)
3 7 14 28 56 90
Cemento CPR S
M
N
o
18.6 41.3 66.5 148.7 201 . 8 216.0
21.7 51 . 3 103.2 192.4 259.5 294.0
56. 1
82.7 156.9 247.1
321 . o
344.0
p
68.9 111 . 5 170.7 248.6 348.5 382.0
373
Tabla 10: Valores de rotura por flexión (F) en kg/cm2
y valores de resistencia a la tracción (T) en kg/cm2 a 28 días para concretos con 7 cm de asentamiento.
Cemento CPR I
A
B
e
o
(F) 14.4 30. 1 33.9 47.7
(T) 10.0 18.5 24.8 25.5
Cemento CPR S
E
F
GH
22.4 34.5 32.7 33.2
13.7 18.8 20.5 22.7
Tabla 11: Valores de rotura por flexión (F) en kg/cm2
y valores de resistencia a la tracción (T) en
= kg/cm2 a 28 días para concretos con
asentamiento 15 cm.
Cemento CPR I
A
B
e
o
(F) ---- 27.4 36.2 37.3
(T) 9.2 11.4 14.3 22.9
Cemento CPR S
E
F
GH
17.7 30.8 29.7 3q.4
15.7 11. 1 16. 1 18.9
374
Tabla 12: Valores del Módulo elástico (E) en kg/cm2 x 1000, Resistencia a la compresión a 28 dias (f'c) y la constante (K) para concretos con CPR I y CPR S y asentamientos de 7 y 15 cm.
Asentam
Cemento CPR I
7 cm
A
B
e
o
(E)
105.6 157.7 178.9 357.7
(f'c) 257.6 224.7 356.5 268.9
(K} 6553 10519 9472 34064*
Asentam
Cemento CPR S
7 cm
E
F
G
H
(E)
357.7 154.4 178.8 367.9
(f'c) 11 7. 9 222.5 253.0 246.2
(K) 14220 11989 8615 23447*
Asentam
Cemento CPR I
15 cm
I
J
K
L
(E)
(f'c)
477.3 237.1
155.4 181 . o
132.9 253.6
124.9 288.8
(K) 30992* 11549 8342 7350
Asentam
Cemento CPR S
15 cm
M
N
o
p
(E)
111 . o 118. 1 113.5 204.4
(f'c} 125.9 182.5 240.3 246.9
(K} 9899 8742 7255 13008
* Valores descartados para el cálculo de los promedios
375
= Tabla 13: Dosificación de mezclas para T.M. 4U mm, 211 kg/cm2 de resistencia especificada y cementos CPR I y CPR S.
Materiales kg/m3
Cemento Agua Agreg.Gr.(3/4")
( 1 1/2") Arena Aditivo (l/m3) Plastif.normal. Plast.Reductor
Asentamiento Relación w/c
CEMENTO CPR S
227A
230
280
350
158
203
676
520
382
340
955
880
1 2
------
14 cm 0.56
11 cm 0.58
CEMENTO CPR I
239
217
330
270
196
152 '
650
555
366
450
916
933
------
0.9 1/8
14 cm 0.59
11 cm 0.56
..
Tabla 14: Resistencia a la compresión de las mezclas en kg/cm2 para CPR S y porcentaje con respecto a la edad del concreto (según figura 15).
Edad en
di as
1 3
7
28
Cant. de cemento por m3 de concreto
260
280
300
~20
30
30
32
35
45
65
75
90
135
145
160
175
245
250
260
280
~
(Prom.)
10 30 60 100
Tabla 15: Temperaturas máximas alcanzadas en el centro del cubo en condiciones adiabáticas, sometido a elevación de temperatura.
CEMENTO CPR
Temp.Max ("C) Temp.Ambiente Dias de moldeo a la temp.máx.
I I + hielo S S + hielo
64
54
54
40
20
21
20
21
1.5
2.5
1.4
2.5
376
REFERENCIAS [l] Concreto con Cemento Siderúrgico.
Ingenieros·Maria del Pilar Velasco B, Luis Alfredo López B.. Proyecto de Grado. Universidad Javeriana, Facultad de Ingenieria civil. Bogotá, Colombia. 1985 [2] INGETEC. Proyecto Hidroeléctrico del Guavio. Ing. Javier Pinilla, Ing. Germán Arias Lewin, Ing. Luis Francisco Eslava. Bogotá, Colombia. [3] Informes Proyecto Hidroeléctrico Guavio. Consorcio Vianini-Entrecanales. Bogotá, Colombia. [4] Dragados y Construcciones· de España. Informes Proyecto Canalización del Rio Tunjuelo. Bogotá, Colombia.
377
Fig.1 Calor de Hidratacion
Cal/g
80
¡ ICONTEC Tipo 2-ASTM
w
60-
: .................... ----=··1"""-
:
...,¡
OJ
.----¡---···------ - --··-·-····-¡-·- ----·· 1
50 ·-··--···
! CPR Tipo S j
r------··~···-¡----
1
¡:
.¡:
¡:
:
:
:
~
¡
~
i
i
~
40~------~~~----~--------~--------~--------~
o
7
14
21
28
56
·. Edad en Dias
Fig. 2. Resistencia a Compresion
Cementos Paz del Rio, Tipo 1,3 y S
Kg/cm2
.w...,
tD
o ; ; :: :: .. :::: : : : :: :: ; :: :
3 7 14
28
56
Edad en Dias
:: ::
91
Fig. 3. Combinacion de Agregados
GRUESOS·
10 20 :30 40 00 60
FINOS
380
Fig. 4. Agregados Sobre FUIIer
0/o que Pasa
120
¡
¡
¡
¡
¡
1(
8
¡
1
¡
¡
Ruller , ¡
w
c..:.o.
60
40
L .. ----~
20
.... ---~---
o~----•~~----~----~~---L----~----~----~
roo
50
30
16
8
.4
3/a·
3/4.
Diametro en mm
Fig. ·5. Agua vs. Tamano Max (25 mm)
Asentamiento en Cm
20
:
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150 155 160 165 170 175 180 185 190 195 200 205 210 215
Agua en Litros
·--eo
(/)
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E
o
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10
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C'l
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o
383
Fig. 7 ·Resistencia a· Compresion CPR S (7 cm)
w
CQ
~
28
Edad en Dias
-:."': ·!.
~
56
Fig. 8 Resistencia 'a Compresion CPR 1 (15 cm)
\_Kg/cm2
wex:
(J'
37
14
28
56
Edad en Dias\_
Fig. 9 Resistencia a Compresion CPR S (15 cm)
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37
14
28
56
Edad en Dias .
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o
387
Fig.11 . Tension Indirecta vs. Resistencia a Compresion (7 cm)
· ·Compresion Kg/Cm2
400
1
1
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¡.....................................................¡...................,/.....,/.................o••••
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1
1
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200 r-······-··-····-··-···············-···-·-·t····-·········:····································j-····················································77-····················j········································\_············
o~------~--------~--------~------~~------~
5
10
15
20
25
Tension Indirecta Kg/Cm2
Fig. 12. Esfuerzo-Deformacion
70
60
50
.e
--'
/
V¡ ('t) 40 1
.,o.-.le..
-........
30
1
<U
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'<-U
ü 20 IJ
1
lO
L
VV
/
o
o
20 ·. 40
60
80
lOO
·Deformacion (0,002 mm)
389
Fig.13. Resistencia a Compresion
Contenido de Cemento
Kg/cm2
3501
¡
w
Co D
100 r [ ! \_\_¡\_ ! sJrAs ! --f-~----
so 1
¡
i
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:
~
!
¡ ¡ '1-Bll
!.
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:
!
:
1 j\_\_\_.
::
:
o
250 260 270 280 290 300 310 320 330 ·340
Cemento. CPR S Kg/M3
Fig. 14 Resistencia a. Cornpresion
Concreto CPR 1 y- S (Guavio)
Kg/cm2
w
.(..1..)
01 3 7
14
28
56
Edad en Dias
ESTUDIO DE UNA ESCORIA SIDERURGICA PRODUCIDA EN MEXICO PARA SU USO COMO MATERIAL CEMENTANTE
Claudia Eberhardt * David López *
RESUMEN
En el Instituto Mexicano del Cemento y del Concreto se realizó en 1988, un trabajo con la escoria de la planta de SICARTSA (Siderúrgica Lázaro Cárdenas, Las Truchas), para conocer la posibilidad de su utilización como material cementante.
En laboratorio se hicieron análisis quimicos, microscopia de polarización y
difracción de rayos x. Se realizaron
moliendas de la escoria y se la mezcló con diferentes cementos de producción nacional, evaluando su comportamiento. Con uno de ellos se variaron las proporciones y finezas de los componentes.
Se realizaron comparaciones del comportamiento de las diferentes mezclas en estado fresco y endurecido con el cemento ' patrón.
*Instituto Mexicano del Cemento y del Concreto, D.F., México.
393
Claudia Eberhardt se reciQió de Ingeniero Quimico en la Universidad Nacional del Litoral, Santa Fe, Argentina. Desempeñó actividades en una empresa cementera durante 9 años en el área de procesos y control de calidad, desde 1987 es Director Técnico del Instituto Mexicano del Cemento y del Concreto.
David López se recibió de Ingeniero Quimico en la Universidad Nacional Autónoma de México. En la misma Casa de Estudios cursó la Maestria en Quimica Inorgánica Cerámica, desde 1988 se desempeña como investigador en el Instituto Mexicano del Cemento y del Concreto.
1- INTRODUCCION
De Mayo a Diciembre de 1988 se hizo una evaluación de la escoria de una planta siderúrgica ubicada en el puerto de Lázaro Cárdenas en el Pacifico Mexicano.
Luego de convenir con las autoridades de SICARTSA la modalidad del trabajo, se procedió a visitar la planta para recabar información directa de los aspectos operacionales de la misma y tomar las muestras de material a ensayar.
La escoria fue analizada en los laboratorios del Instituto Mexicano del Cemento y del Concreto y de la Universidad Nacional Autónoma de México.
2- SITUACION ACTUAL
En México hay 6 Altos Hornos, uno situado en el Puerto
394
de Lázaro Cárdenas en la costa del Pacifico, con una producción de 1.100.000 t;año, de las que se obtienen unas 330.000 tjaño de escoria con posibilidad de enfriarlas con agua.
Los otros 5 Altos Hornos se encuentran en la ciudad de Monclova, estado de Coahuila, en el norte del pais.
En lo referente a cemento, existen en México 29 plantas con una distribución geográfica como la que se muestra en la figura 1. A mediados de 1991 se espera la puesta en marcha de una nueva unidad con lo que la capacidad de producción estará en los 29.000.000 tjaño.
En el año de 1990 se produjeron 22,700,000 t de cemento de las cuales se consumieron 20,200,000 t en el mercado interno y 2,500,000 t se exportaron principalmente al mercado de los Estados Unidos de Norte América.
En 1989, México ocupaba el lugar número doce como pais productor de cemento.
Se fabricó cemento de escoria durante algún tiempo, hasta que se produjo el cierre del Alto Horno que lo proveia de escoria, Fundidora Monterrey, en el año de 1985. En este momento no existe en el mercado de México este tipo de cemento.
3- VISITA A SICARTSA
En ' Mayo de 1988 se convino que el IMCYC hiciera un estudio sobre la escoria de SICARTSA (Siderúrgica Lázaro Cárdenas Las T;:.·uchas), ya que desde algunos meses atrás se la estaba enfriando con agua y existia interés por saber si era
395
posible utilizarla para fabricar cementos de escoria o cementos de Alto Horno.
Se visitó la planta en la ciudad de Lázaro Cárdenas en junio del mismo año, haciendo una recorrida por el Alto Horno y la parte del proceso que era de nuestro interés.
El sistema de enfriamiento de la escoria era bastante rudimentario. Se aplicaba un chorro de agua en forma de spray en la vena de escoria fundida al abandonar ésta la canaleta de material refractario que la transportaba, cayendo, previo choque con agua, a una pileta donde se terminaba de granular y enfriar.
A primera vista la escoria se veia de color claro, en forma de pequeños gránulos o esferas huecas, del tamaño· de. una arena gruesa.
Una vez fria la escoria era retirada con palas mecánicas y llevada a un stock, que en aquel momento tendria unos
3. ooo. ooo t de escoria enfriadas al aire, encima de las
cuales se almacenaba la granulada con lo que se las estaba mezclando y esto hacia imposible su utilización para producir cemento.
La escoria fundida chocaba con el agua a una temperatura de aproximadamente 1. 500°C desde la cual deberia enfriarse l::: r:uscamente manteniendo su estructura en estado vitreo, sin darle tiempo a que se formaran cristales.
1~
De cada colada se obtenia una muestra de la escoria a la que se le realizaba análisis quimico, el cual era utilizado como un control de proceso.
396
Revisando los archivos de laboratorio de planta se observó que existía una gran constancia en los análisis químicos de la escoria, tanto entre los de las diferentes r:;~Jladas de un di a, como entre los promedios diarios en distintas épocas del año.
Esto era de esperar pues en este proceso se utilizan materias primas de una sola fuente, se hace un solo producto, a través de un solo equipo.
4- ENSAYOS DE LABORATORIO
En Junio de 1988 se recibieron en nuestro laboratorio unos 100 kg de escoria para realizar los ensayos correspondientes, los que deberían estar terminados para el primero de diciembre del mismo año.
4.1 Análisis Químico
El análisis químico de una muestra representativa de los 100 kg de escoria dió el siguiente resultado:
Humedad Sl02 Al20J Fe203 OCa OMg SOJ
s=
OK2 0Na2
17% 33,4% 11,4%
0,4% 43,6%
7,9% 0,3% 1,9% 0,2% 0,2%
397
4.2 Microscopia de Polarización
Se analizó una muestra en el microscopio de polarización, para hacer una determinación por conteo de partículas cristalinas y vítreas, y asi tener una primera impresión de la posible actividad hidráulica a desarrollar por esa escoria.
El conteo realizado en varias muestras indicó una fase vítrea de 80% y cristalina de 20%.
Esto nos dice 2 cosas, primero que hay una proporción muy interesante de esta escoria en fase vítrea y que por lo tanto es de esperar que tenga una considerable actividad hidráulica. Segundo, todavía hay un 20% de esa escoria que se podría aprovechar si el proceso de enfriamiento fuera más eficiente. Esto dltimo no seria muy dificil de conseguir, ya que la forma en que se estaba enfriando era bastante rudimentaria, y con una inversión baja se podría mejorar sustancialmente este proceso.
En la figura 2 se ven dos fotos al microscopio de polarización de una misma muestra girada 90°, donde están encerradas con un círculo las partículas en las que se ve fase vítrea.
4.3 Rayos X
Se sometió una muestra de polvo de escoria a difracción de R-X. En la misma se detectó la presencia de cristales de Merwinita (un mineral comunmente presente en las escorias enfriadas lentamente). No se detectó Periclasa, que por el .alto contenido de Oxido de Magnesio en el análisis químico, nos podía hacer temer por su presencia. Al no encontrarse,
. 398
esto elimina la posibilidad de que existieran problemas de expansión en autoclave.
5- NORMALIZACION
En México existen dos normas que regulan la utilización de escorias como material cementante.
La primera es la DGN-C-184-1970 "Norma de calidad para Cemento de Escoria". En la definición de "Cemento de Escoria" dice que es la mezcla de Escoria Granulada de Alto Horno y Cal Hidratada y limita su uso a morteros y cementos de albañileria.
La DGN-C-175-1969 "Norma Oficial de calidad para cemento Portland de Alto Horno", define este tipo de cemento como la mezcla de Escoria Granulada de Alto Horno, Clinker Portland, y Yeso. No limita su uso ni da proporciones de los materiales componentes.
Es,tablece las siguientes Especificaciones Quimicas Máximas·:
S03
4%
s=
2%
R.I.
1%
P.C.
3%
En cuanto a las Especificaciones Fisicas vamos a establecer una comparación entre las exigencias a los Cementos de Alto Horno, Tipo I y Puzolánico, las mismas se observan en la siguiente tabla:
399
Característica
Alto Horno Tipo I Puzolánico
Finura:
Retenido en #325 (Máx) Blaine: [cm2jg]
Valor Promedio Mínimo Valor Mín. cualquier muestra Expansión en Autoclave (Máx)
Tiempo de Fraguado:
Inicial (Mín) Final (Máx) Resistencia Compresión: [kgjcm2 ]
3 Días 7 Días 28 Días
Calor de Hidratación: [Caljg]
7 Días (Máx) 28 Días (Máx)
12%
18%
2800 2600
0,2%
2800 0,8%
3000 2800
0,5%
45 min. 7 hr.
45 min. 8 hr.
45 min. 7 hr.
85
130
130
150
200
200
250
255
70 80
6- INDICE DE KEIL
Este es un índice para medir la compatibilidad de las adiciones con cemento y está definido por la siguiente fórmula:
I=
RE - RI RP - RI
X 100
Donde: I = Indice de Keil RE= Resistencia de una mezcla de 30% Escoria, 70% Cemento. RI= Resistencia de una mezcla de 30% Inerte, 70% Cemento. RP= Resistencia del Cemento Puro.
400
En el caso extremo de que la escoria no tuviera nada de actividad hidráulica, su comportamiento seria el de un material inerte, por lo tanto el numerador de esta fórmula seria cero, y el Indice de Keil seria también de cero.
El otro caso extremo seria que la escoria tuviera un comportamiento igual al del cemento al cual reemplaza, en este caso el numerador y el denominador se igualan y el indice seria del 100%.
Podria ocurrir también, que ~a escoria tuviera un mejor comportamiento que el cemento al cual reemplaza. En esta situación el indice seria mayor que 100%.
Esta forma de análisis tiene algunos inconvenientes, a saber:
- No se define el Blaine o Finura de la Escoria. - Fija la proporción de reemplazo en un valor que podria
,no ser el óptimo. - ·No define la relación A/C. - No define las edades de control. - Hace un análisis reemplazando una parte del cemento en
lugar de considerar un cemento diferente.
Las condiciones en que se realizaron los ensayos fueron las siguientes:
- Se analizaron 6 diferentes . cementos Tipo I o II de utilización normal en México.
- La escoria se molió a un Blaine de 3750 cm2jg. - Las edades de ensayo - fueron las exigidas por las
normas Mexicanas, 3, 7 y 28 dias. - Se trabajó con una relación A/C fija para todas las
muestras.
401
Los resultados se presentan en la figura 3. Se observa que ya a la edad de 3 dias se presenta actividad hidráulica con todos los cementos. La escoria normalmente desarrolla resultados interesantes a edades más tardias, tampoco se esperaban buenos resultados a un tiempo tan corto, debido al bajo Blaine de la escoria.
Es interesante analizar los dos últimos cementos los cuales presentan resultados un tanto irregulares. El cemento E es el que muestra valores más bajos a todas las edades, esto puede deberse a su muy buena resistencia, por lo tanto la influencia de la escoria es comparativamente baja, y esto hace que los indices sean bajos a todas las edades.
El cemento F, por el contrario, en su estado puro tiene resistencias bastante bajas y el aporte que hace la escoria en la mezcla es comparativamente alto, lo que eleva el valor de los ,indices para dar a 28 dias más del 220%.
Podemos concluir lo siguiente: - Se observa actividad hidráulica (Indica de Keil mayor
que cero) a todas las edades y con todos los cementos. - Si eliminamos los resultados atipicos E y F, en los
restantes tenemos un Indice de Keil de aproximadamente 70% a los 7 dias y de cerca del 100% a los 28 dias. - Con algunos cementos se obtienen, para algunas edades, resultados mejores que con el cemento puro (Indice de Keil mayor de 100).
7- ENSAYOS CON UN CEMENTO PATRON
A partir de aqui todos los ensayos fueron hechos con un solo cemento, el A de la gráfica de Indice de Keil.
402
7.1 Variaciones de la finura de los componentes
7.1.1 Escoria
Se hicieron ensayos mezclando 50% de cemento de· 39QO
cm2¡g de Blaine, con 50% de escoria molida a: 3700~ 4500 y
5000 cm2/g. Se midieron sus resistencias a la compresión a las edades .de 3, 7 y 28 dias.
Se pueden apreciar los resultados en la figura No 4, en la que se observa un pequeño aumento de resistencia a todas las edades al aumentar la finura de la escoria.
Se hicieron estas mismas comparaciones pero ahora con una mezcla de 25% de cemento, 75% de escoria, vemos los resultados en la figura No 5. Al estar la escoria en una proporc1on mayor que en el caso anterior, tenemos una mejor apreciación de la influencia de alguna de sus caracteristicas sobre las propiedades de la mezcla. Se observa que prácticamente no hay influencia del ll!alne de la l!:scoria sobre los valores de la resistencia a 3 dias. Entre la más gruesa y la más fina existe a esta edad una disminución del 3%.
A los 7 dias observamos un leve aumento, {7%), y a los 28 dias el incremento de resistencia es apreciable, al mezclar escoria más fina, pues en este caso la mejora de resistencia llega a un 25%.
Estos resultados parecen bastante lógicos, pues al moler la escoria más fina, estamos creando más superficie de contacto entre los reactivos, por lo que habrá una mayor o mejor reacción, en este caso evidenciada a través de un aumento en la resistencia.
403
Debido a que la reacción de la escoria es más lenta que la del cemento, se observa poca o nula actividad a edades tempranas, en cambio a los 28 dias su influencia ya · es. apreciable.
7.1.2 cemento
En la figura 6 se pueden apreciar las variaciones de resistencia a la compresión a 3, 7 y 28 dias de una mezcla de 50% de cemento y 50% de escoria donde se ha remolido el cemento hasta llevarlo a Blaines de 4500, 5000 y 5500 cm2/g más el original de 3900 cm2¡g.
se observa un fuerte incremento (31%) de la resistencia
o
a 3 dias,al comparar el cemento más grueso y más fino.
A las edades de 7 y 28 dias las variaciones son menores (-4% a 7 y +12% a 28 dias). Este resultado se esperaba pues al moler el cemento más fino, dentro de ciertos limites, aumenta la resistencia a edades tempranas, pero modifica muy poco los valores finales alcanzables.
8- VARIACION DE LAS PROPORCIONES DE LOS COMPONENTES
Se midieron resistencias a la compresión a 3, 7 y 28 días, de mezclas entre nuestro cemento patrón de 3900 cm2¡g y la escoria molida a 5000 cm2/ g.
Las proporciones en que se hicieron las mezclas fueron
de: o, 25, 50 y 75 % de escoria, el resto cemento.
Los resultados se pueden observar en la figura No. 7. En la misma se aprecia una disminución de resistencia notable a
404
la edad de 3 dias, a medida que incrementamos el porcentaje de escoria pero la pérdida de resistencia es menor que la cantidad de escoria añadida, pues con valores de ésta del 75% la caida de resistencia es de solo 53~, esto es debido a que ya a la edad de 3 dias la escoria tiene- actividad hidráulica con este cemento.
A los 7 dias la caida es menor, de 26% para una adición del 75%, y a los 28 dias casi no hay modificaciones de la resistencia con cualquier valor de adición de escoria entre O y 75%.
Esto significa que en estas condiciones y en estos rangos la escoria tiene un comportamiento a 28 dias, en c:uanto a la resistencia a la compresión, similar al cemento que está sustituyendo.
En la figura 8 se ve una comparación similar a la del caso anterior pero aqui el cemento fue remolido hasta un Blaine de 5500 cm 2 jg.
En este caso las caidas de resistencia son menores a 3 y 7 dias, debido a que la elevada superficie especifica del cemento está compensando la pérdida de éste a edades tempranas al ser reemplazado por la escoria.
Este comportamiento sugeriria una estrategia para tratar de obtener un cemento con escoria que tenga resistencias similares a todas las edades a aquel a quien reemplaza.
Si en esta gráfica observamos que pasa con una sustitución del 50%, vemos que a los 3 dias la pérdida de
resistencia a la compresión es de solo 14% y tanto a 7 como a
28 dias tenemos mejores valores que los del cemento puro.
405
9- CURADO FUERA DE NORMA
Todos los ensayos anteriores fueron realizados siguiendo las normas mexicanas para la confección de probetas y su curado en cámara húmeda, en condiciones muy especiales y controladas, las que a veces no se parecen a lo que sucede en la realidad con el concreto, cuando es utilizado en la obra.
Los ensayos que vemos en la figura No. 9 se hicieron siguiendo las mismas normas de confección de los cubos, pero en vez de guardarlos en cámara húmeda se los dejaron en el laboratorio· (25°C · y 50% de humedad) cubiertos con un paño húmedo por 24 horas. Se desmoldaron y se dejaron en el laboratorio hasta la edad de ruptura. Las dos muestras se prepararon simultáneamente y fueron almacenadas juntas.
Se hicieron cubos de mortero. con cemento puro de 3900 cm2/g de Blaine y de una mezcla con 50% del mismo cemento y 50% de escoria molida a 5000 cm2 jg.
Se observan menores resistencias para la mezcla a 1, 2 y 3 dias, las mismas se igualan a los 7 dias y de alli en adel.ante la muestra con escoria dá resistencias mayores, siendo a los 28 dias un 26% superior que la del cemento puro.
10- CONCLUSIONES
A la luz de estos resultados podemos establecer las siguientes conclusiones:
1.- La muestra de escoria granulada producida en SICARTSA tiene actividad hidráulica con todos los cementos y a todas las edades que fue ensayada.
406
2.- Se pueden hacer cementos de escoria, con altas proporciones de ésta, que tengan características similares a los cementos más comunes dentro del mercado de México.
3.- El cemento con el que se hicieron la mayoría de los ensayos no es el que presentó mejor compatibilidad. Es probable que utilizando un cemento o clinker que induzca mayor actividad hidráulica a la escoria, se obtengan mayores beneficios.
4.- La escoria ensayada ha sido enfriada de una manera rudimentaria. Con una baja inversión se podrían mejorar las instalaciones de granulación y aumentar el porcentaje de fase vítrea con la ~ue aumentaría su actividad.
5.- La fabricación de Cemento de Alto Horno con esta escoria, traería para México las siguientes ventajas: - Ahorro de unos 30.000 m3 de petróleo por año. - Eliminación definitiva de un subproducto, que ahora se acumula, con los consiguientes problemas logísticos y ecológicos. - Aparición en el mercado de un cemento de comportamiento similar a los que ya existen pero con características especiales, como son su bajo calor de hidratación y su durabilidad frente a los agentes agresivos. Esta última característica sería altamente apreciada para las construcciones en ambiente marino ya que en México existen 10.000 Km de costas.
407
BIBLIOGRAFIA
- Seminario del Cemento Holderbank - México 1988.
- Informe del Comité 226 de A.C.!.
- Fulton's Concrete Tecnology - Portland Cement Institute South Africa.
- Nordíc Concrete Research 1987.
- Alkali Activated Slag Institute.
Swedish cement and Concrete
- Congresos Internacionales de Quimica del Cemento. Paris 1974 - Moscú 1980 - Brasil 1986.
- Normas Mexicanas:
DGN-C-184-1970 DGN-C-175-1969 DGN-C- 1-1980 DGN-C- 2-1980
408
.;.
o
(J)
~ PLANTA DE CEHENTO
fJ ALTO HOR.'\\'0
DISTRIBUCION GEOGRAFICA DE PLANTAS DE CEMENTO Y ALTOS HORNOS EN MEXICO
Figura 1
Las partrculas encerradas presentan parcialmente fase cristalina
Figura 2
410
INDICE DE KEIL
Blaine Escoria 3750 cm2 /gr
250~------------------------------------------~
I
k
200 1--·························································································································································································································································l:·:
15o 1--·························································································································································································································································1:::
100
1-•••••••••oooooooooooooooooooooooo
..~........
50 1--············Y
o
A
B
e
D
E
F
CEMENTOS
- 3 DIAS ~ 7 DIAS i:>:::::::::f 28 DIAS
Figura 3
-"
RESISTENCIAS FUNCION BLAINE ESCORIA
Escoria 50%; Blaine Cernen to: 3900 cm 21gr
Kg'/cm 2
•• 350~---------------------------------------~~~
300 - JUU-
21
.--·-
t------~;:=·-~·=··:·· =····=····=···.:.·-~U~9·:;:;:··-=····-·--=~ 250
=·····:·······=···==·=········=···-·::\_:······=········=·······:::.······::\_::····=···
200 ¡----···---------2--2··7·····-·····-······-····--·-····-···-··-···············-·············· ·································-···················-·--···········-··-···-····---·-·······-
150 --··-··············u~····'=·······:::::·--:::::·:;;;;.······=·······=·····-···---··=·······=··-..::.:.::.:=......:.:.:.:.:.:..:.:.:.:.:..:.:.:.:.=······=·······=1···6····4=·····=······=·······=······=······=·--·-=··-··=····-=········=·-·····=··--=1--6-·=3··-···-=·f·
100 --·-·-···-·--··
50 --···--·························································
0~------------~------------~------------~
3500
4000
4500
5000
BLAINE ESCORIA cm 2/gr
- 3 Dios -1- 7 Dios \_\_\_.\_\_ 28 Dios
Figura 4
RESISTENCIAS FUNCION BLAINE ESCORIA
Escoria 75%; Blaine Cemento: 3()00 cm 2/gr
Kg/cm 2
400~-----------------------------------------,
361
206=~~==-----~~=======3~29============22=01 300 --------~-~-·-·-·-·,.·.·.····················--·····
. ······· .... . ·······················-··-····-·················-·············-······--·--·--·-·······-······································.
200 !---··-········-···· -·· --···-··--·······---····································-··· ······•······································
117
107
113
100 ----·-·······--········· ·-···-······-············································· ·-··- ······················ ··········-··•············ ·········· ······--- --························ ........ ···· .......
0~------------~------------~·~----------~
3500
4 000
4500
5000
BLAINE ESCORIA cm 2/gr
- 3 Dios -1- 7 Dios \_\_\_.\_\_ 28 Dios
Figura 5
412
RESISTENCIAS FUNCION BLAINE CEMENTO
Escoria 50%; Blaine Escoria: 5000 cm 2/gr
Kg/cm 2
400.-------------------------------------------,
337
lOO
4soo ·sooo or-------------~------------~-------------J
3900
5500
BLAINE CEMENTO cm 2/g\_r
- 3 Dlas -+- 7 Dlas \_\_.\_ 28 Dlas
Figura 6
RESISTENCIAS FUNCION PORCIENTO ESCORIA
Blaine: Cemento 3900; Escoria 5000
Kg/cm 2.
400~-----------------------------------------,
366
361
100
o0~------------~------------~------------~
25
50
75
PORCIENTO DE ESCORIA
- 3 Dlas -+- 7 Dlas \_\_.\_ 28 Dlas
Figura 7
413
RESISTENCIAS FUNCION PORCIENTO ESCORIA
Blalne: Cemento 5500; Escoria 5000
Kg/cm 2.
400.---------------------------------------~
U2
200 1---------·--22..;\_9- - ·
111
100 ·--.·-·····-·----·-·-··-.··-·-.......-..-......................-................\_... \_\_,\_,\_\_\_\_,\_\_\_.\_\_\_.\_....-.....--
oo~-----------25-~----------50~~~--------~75
PORCIENTO DE ESCORIA
· - 3 Olas --1- 7 Olas \_.\_ 28 ·olas
Figura 8
ENSAYOS CON CURADO AL AIRE
Blalne: Cemento 3900; Escoria 5000
2
Kg/cm
500~--------------------------------------~
411
400 ---·---. ·-···-----·---·-..............
o~----~----~~----~----~~----~----~
o
5
JO
15
20
25
30
EDAD
-Cemento Puro --1- 50% Escoria
Figura 9
414
CEMENTOS SIDERURGICOS
UTILIZACION !! CH!LE
Arnoldo Bucarey C. (*)
RESUMEN
Los Cementos siderúrgicos se están empleando en Chile desde 1961, fecha en la cual empez6 a producir la fábrica de Cementos Bío Bío en Talcahuano, utilizando la escor~a básica granulada de los altos hornos de la Compaftía Siderúrgica Huachipato S.A. Los cementos se fabrican de acuerdo a la norma de especificaciones NChl48-0f68 y los ensayos se realizan según las normas correspondientes. Las características y propiedades de los cementos siderúrgicos chilenos los ubican como cementos de
1..1110 unlvoraul y uo han omvlouuo on tudas sus formas
desde lechadas para inyecci6n de rocas, hasta hormigonados con t~cnicas especiales, pasando por producci6n de elementos prefabricados, hormigones masivos, hormigones estructurales, hormigones de pavimentos, etc. Destacan las propiedades de bajo calor de hidrataci6n, mayor resistencia a agresivos químicos y altas resistencias finales.
(*) Cementos Bío Bio S.A.C.I., Talcahuano, CHILE
415
Arnoldo Bucarey c., Constructor Civil, Pontificia Universidad Católica
de Chile. Profesor Escuela de Ingeniería Civil, Universidad de Concepción. Secretario Nacional del Centro Tecnológico del Hormigón. Miembro de la Comisión Técnica del Instituto Chileno del Cemento y del Hormigón. Consultor Técnico de Cementos B!o B!o S.A.C.I.
1- INTRODUCCION Los Cementos siderúrgicos, definidos como productos obtenidos
por molienda conjunta de clinker con escoria básica granulada de alto horno y yeso como regulador de fraguado, se han estado utilizando en Chile desde el afto 1961. Son fabricados por Cementos B!o B!o S.A.C.I., en su planta de Talcahuano, con la escoria granulada de los altos hornos de la Compaftía Siderúrgica Huachipato S.A. 2- NORMALIZACION CHILENA
La producción de los cementos siderúrgicos se hace conforme a la norma NChl48 Of68, denominada "CEMENTO-Tecnología, Clasificación y Especificaciones Especiales". Esta norma define y clasifica a todos los cementos e indica los requisitos físicos y químicos que deben cumplir, según la clase y grado. La clasificación está dada por la composición, según se muela clinker con yeso, en cuyo caso se obtiene cemento portland, o se muela clínker, yeso y puzolana, cuyo resultado será un cemento puzolánico o bien que se haga la molienda de clínker, yeso y escoria básica granulada de alto horno, obteniéndose cemento siderúrgico. El grado está dado por las resistencias mecánicas, pudiendo ser de grado corriente o de grado alta resistencia. En lo que se refiere a la escoria de alto horno, la norma la define e indica la relación que deben cumplir los óxidos principales de la forma siguiente:
-------)1
Otras características de las escorias quedan definidas por los requisitos que deben cumplir los cementos fabricados con ellas.
416
'
La norma clasifica a los cementos siderúrgicos en:
- portland siderúrgicos "si el porcentaje de escoria básica granulada de alto horno en el producto terminado no es superior al 30%. Esto en consideraci6n a que hasta este porcentaje de escoria básica, predominan las características del clinquer.
siderúrgicos si el porcentaje de escoria básica granulada de alto horno está comprendido entre 30 y 75% del producto terminado.
Desde el punto de vista de las resistencias mecánicas, la norma NCh 148 Of68, los divide en dos grados.
- corriente, cuyas resistencias mínimas a compresi6n son 180 y 250 Kgf/cm2 a los 7 y 28 días de edad respectivamente y mínimos de 35 y 45 Kgf/cm2 a flexi6n, a las mismas edades.
- de alta resistencia, con resistencias mínimas de 250 y 350 Kgf/cm2 a compresi6n a edades de 7 y 28 días respectivamente y a flexi6n 45 y 55 Kgf/cm2 iguales edades.
Los requisitos químicos que deben cumplir los cementos siderúrgicos son:
- pérdida máxima por calcinaci6n: 5,0%
- residuo insoluble: máximo 3, 0% para los cementos portland siderúrgicos y 4,0% para los cementos siderúrgicos.
- contenido de S03: máximo 4,0%
- contenido de Mn203: máximo 2,0%.
La norma NChl58 Of67, para ensayos de resistencia, concuerda con la norma ISO-RILEM, por lo tanto, se usa raz6n agua/cemento igual. a O, 50, raz6n cemento/arena igual 1/3, con arena de granulometría continua entre 2,0 y 0,08 milímetros. Otras normas de ensayo son las de determinaciones de: agua de consistencia normal, tiempos de fraguado con la aguja de Vicat, peso específico, finura por tamizado, superficie específica Blaine, expansi6n de la pasta en autoclave, indeformabilidad y análisis químico.
En algunos casos se hacen ensayos según normas extranjeras como por ejemplo para la determinaci6n del calor de hidrataci6n, reacci6n álcalis-árido, exudaci6n y otros que se puedan requerir.
3- CARACTERISTICAS DE LOS CEMENTOS SIDERURGICOS FABRICADOS EN CHILE
La escoria básica de alto horno se controla a la llegada a la fábrica, en cuanto a su composici6n química, la cual es muy estable
417
debido a que procede de una sola siderúrgica que procesa minerales de hierro de grandes yacimientos ubicados en la Cuarta Región de Chile.
El índice establecido en la norma fluctúa entre 1,6 y 1,7.
También se controla su actividad hidráulica mediante el ensayo de Feret, que consiste en fabricar probetas con mortero normal con escoria molida a Blaine 3.500 cm2/g y solución de hidróxido de sodio al 20%, las que son ensayadas a 6 y 24 horas de edad.
La calidad hidráulica de la escoria de alto horno de Huachipato se puede catalogar de mediana a alta, lo que permite usar porcentajes relativamente altos en los cementos, cumpliendo con amplitud, las resistencias especificadas.
El clinker se fabrica con caliza de 97% de carbonato de calcio y escoria granulada de alto horno.
En la siderúrgica la escoria se granula con agua en una relación agua/escoria igual a 6/1. En la fábrica de cemento, al entrar a proceso, se le retiran todas las partículas que están contaminadas con fierro metálico y luego se seca en un secador rotatorio aprovechando los gases del horno de clínquer.
Cementos Bío Bio S.A.C.I., produce dos tipos de cemento siderúrgico, uno de grado corriente cuyo nombre comercial es Cemento Bío Bío Especial y el otro de grado alta resistencia, bajo el nombre de Cemento BÍo Bío Alta Resistencia.
La diferencia está en las relaciones clínquer/escoria de alto horno y una pequefia diferencia en la superficie específica Blaine.
Las características y propiedades promedio de los cementos siderúrgicos Bío Bío, son las que se indican a continuación:
CEMENTO
Corriente
Alta Resistencia
Resistencia a compresión (Kgf/cm2)
a 3 días a 7 días a 28 días a 90 días Peso específico (g/cm2) Super.espec.Blaine (cm2/g) Retenido en tamiz de 0,08 mm (%) Inicio de fraguado (h:min) Fin de fraguado (h:min) Autoclave, expansión (%) Calor de hidratación a 7 dias (cal/g)
150 230 450 600 3,02 4.050 0,5 4:00 5:00 0,05
68
210 310 520 620 3,06 4.100 0,6 3:00 4:00 0,06
70
418
'
Pérdida por calcinación (%) Residuo insoluble
1,7
1,8
0,7
0,6
4- EMPLEO DE LOS CEMENTOS SIDERURGICOS EN CHILE
La fabricaci6n de cementos siderúrgicos en Chile, está cumpliendo 30 afias y durante este lapso se han fabricado y empleado más de 5, 5 millones de toneladas
La capacidad nominal de la fábrica es de 240.000 toneladas al afio y actualmente se está ampliando a 400.000 toneladas/afio.
Los cementos siderúrgicos producidos, mayoritariamente en el grado corriente, se han empleado en todo tipo de aplicaciones, desde lechadas para inyecciones de rocas hasta hormigones de las más grandes centrales hidroeléctricas.
Se usan en pasta de superficies de baldosas, pero en este caso hay que hacer la salvedad que algunas tierras de color pueden ser alteradas.
En morteros se utilizan en toda la gama: de revoque,de relleno, para elementos prefabricados.
En hormigones, el empleo ha sido en todo tipo: hormigón simple, hormigón estructural de edificios, construcciones industriales, puentes, revestimientos de túneles, vertederos de presas, obras marítimas, pavimento de carreteras, urbanizaciones;
Se han aplicado con técnicas especiales, tales corno con rnoldajes deslizantes, hormigón proyectado, hormigón bombeado, hormigones fluídos, pilotes de fundación fabricados in situ.
No se han usado en hormigones pretensados, debido al desarrollo más lento de sus resistencias.
Algunas características de los cementos siderúrgicos chilenos han sido especialmente explotadas, tales como su bajo calor de hidratación en hormigones masivos, su resistencia química en obras marítimas ~~ industriales, su aumento de resistencia a largo plazo en centrales hidroeléctricas y obras viales, su finura en inyecciones de roca.
5- RESULTADO DE LAS APLICACIONES
Considerando las resistencias mecánicas, los resultados son muy positivos, ya que la resistencia se especifica normalmente a los 28 días de edad y gracias al importante incremento más allá de este periodo, resuelve algunos problemas de resistencias que no hayan alcanzado a cumplir la exigencia a 28 días y confiere además un coefi-
ciente da ncguri.dnd adicional de lna obras, lo que ha sido avalado
por numerosos testigos extraídos posteriormente, especialmente en pavimentos.
419
Desde el punto de vista de la durabilidad, tanto las obras marítimas como las construcciones industriales que trabajan con soluciones agresivas, están mostrando muy buen comportamiento.
Las armaduras de los hormigones armados son suficientemente pasivadas y no se han reportado casos de corrosi6n atribuiblea a loa cementos sider'l1rgicos.
El comportamiento con los aditivos usuales es normal.
La retracción no defiere de las retracciones de loa otros cementos que se fabrican en Chile.
En resumen, los cementos sider'l1rgicos chilenos se han utilizado en todo tipo de aplicaciones, en condiciones similares al uso de los cementos portland, con muy buenos resultados. Las preocupaciones que se deben tener en su empleo, son las mismas que se deben tener con otros cementos y que equivalen a hacer cumplir las reglas del arte y tecnología de fabricación, transporte, colocaci6n, compactaci6n y curado de los hormigones.
5- NORMAS CHILENAS:
NCh 148 Of68
NCh 147 Of57 NCh 149 Of57
NCh 150 Of57
NCh 151 Of68
NCh 152 Of70
NCh 153 Of73
NCh 154 Of69 NCh 157 Of67 NCh 158 Of67
NCh 159 Of70
NCh 161 Of68
NCh 1'62 Of77 NCh 642 EOf68
CEMENTO, Terminología, Clasificaci6n y Especificaciones Generales Análisis Químico de los Cementos Determinaci6n de la superficie específica de los cementos por el turbidímetro de Wagner. Determinación de la finura de los cementos por tamizado. Cemento, Método de determinaci6n de la consistencia normal. Cemento, Método de determinaci6n del tiempo de fraguado Cemento, Ensayo de indeformabilidad al vapor de agua. Determinación del peso específico de los cementos. Cemento, Ensayo de expansi6n en autoclave Cemento, Ensayo de flexión y compresi6n de mortero de cemento Cemento. Determinación de la superficie específica por el permeabilímetro Blaine. Cemento. Puzolana para uso en Cementos.Especificaciones. Cemento. Extracción de muestras Cemento Envases de SO Kg.
420
USO DE ESCORIA DE ACERIAS ELECTRICAS EN LA PRODUCCION DE CEMENTO DE ESCORIAS Y ARRABIO
Nicolás o. Guevara
RESUMEN
El objetivo de este trabajo es la utilización de escorias liquidas provenientes de
acerias eléctricas, con el fin de aprovechar tanto su composición quimica como su calor sensible en la recuperación de:
- Hierro metálico y óxidos de hierro al ser transformados en arrabio mediante la adi
ción de coque o carbón.
- Sus elementos básicos - cal o silicatos de cal mediante la transformación de la
escoria en un clinker con potenciales usos en la industria del cemento.
Estas escorias resultantes son enfriadas
bruscamente en agua, separadas y molidas a
la fineza del cemento y al ser mezclada con
juntamente con clinker, desarrolla capacida
des hidráulicas.
-
A pesar de que algunos parámetros están
aún bajo observación, los resultados del
presente trabajo han sido bastante satisfactorios representando potenciales logros desde el punto de vista económico.
El presente informe muestra la fase inicial de un proyecto de mayor envergadura como seria la evaluación a escala industrial.
GERENCIA CENTRO DE INVESTIGACIONES SIDOR - VENEZUELA
421
Nicolás Guevara Romero Ingeniero Metaldrgico con estudios de post-grado en Ciencias de los Materiales egresado de la Universidad Central de Venezuela.
Venezolano de nacimiento, posee once (ll) afios de experiencia laboral al servicio de la Gerencia Centro de Investigaciones de SIDOR, en donde ha ocupado los cargos de Investigador Entrenante, Nóvel, Especialista, Asociado y ~romotor, cargo el cual actualmente obstenta.
Su experiencia involucra al proceso de fabricación de arrabio a través de Hornos Eléctricos de Reducción y fabricación de acero v1a Siemens-Martin adema~ de Hornos Eléctricos de ARCO.
Es profesor designado de la Catedra de $iderurgia de la Universidad Central de Venezuela.
I. INTRODUCCION.
El proceso de "Reconversión" de la C.V.G. Siderdrgica del Orinoco (S!DOR) C.A. ha originado el cierre temp~ ral de algunas plantas, entre las cuales podernos mencionar a los Hornos Eléctricos de Reducción, provocaa do con esto una grave situación para la Industria Cemantera establecida en la región. La total desaparición del mercado de las escorias de reducción resultantes del proceso de fabricación de arrabio, ha impactado drásticamente, debido a que es te sub-producto representa un insumo consideraqo como critico para el proceso de fabricación de cemento.
422
No obstante, existe la alternativa del uso de escorias de acerias.
'Bajo esta premisa, se inician algunas pruebas en el Laboratorio de Procesos del Centro de Investigaciones de SIDOR, cuyo principal objetivo es el de demostrar que las escorias de acerias pueden ser transformadas, mediante un proceso simple de reducción y dilución, en sub-productos de gran aporte estratégico y económico como lo son el arrabio y una escoria de composición va riable, que bien podria repr~sentar una solución a la situación planteada.
El presente informe muestra los,resultados obtenidos a partir de las pruebas iniciales, demostrativas de la factibilidad técnica del presente proyecto, en extremo novedoso y con grandes potenciales desde el punto de vista económico.
II- CONCEPTOS GENERALIZADOS
El objetivo del presente trabajo es desarrollar un proceso en su primera fase, que permita la utilización de las escorias de acerias, basándose, principal mente, en su composición quimica y su gran disponibilidad.
Uno de los procesos es la reducción de los óxidos de hierro presentes en la escoria. Estos son transformados en metálico mediante la adición de coque según las siguientes reacciones:
423
Fe203 + 3C = 2 Fe + 3CO
FeO + C = Fe + CO
Otro de los procesos es el aprovechamiento de sus el~ mentos básicos - cal o silicatos de cal - transformag do la escoria mediante la adición de alúmina y/o ajuste de la relación del CaO/Si02, en una mezcla de composición similar al Clinker. Ver figura l.
En general, el proceso de transformación de la escoria de acerias en arrabio y escorias con composición similar al clinker consta de los siguientes pasos:
- Adición de alúmina - Reducción y extracción del hierro metálico median
te la adición de carbón o coque. - Ajuste de la relación CaO/Si02 mediante dilución
y eventual disminución del contenido de MgO (máximo 5%) Esta investigación abarca en especifico pruebas de laboratorio, en un horno a gas, quedando pendiente las pruebas a escala industrial en un horno de más alta' capacidad.
III- PARTE EXPERIMENTAL (FASE INICIAL).
Las pruebas realizadas en principio han sido utilizando escorias de acerias, sólidas, con granulometria menor que 2". su composición inicial se muestra en la tabla I y el horno utilizado fue uno provisto de quemadores oxi-gas-fuel de 300 Kg de capa-
cidad.
424
\\
' TABLA I Compos. Inicial de las Escorias de Aceria Porcentaje (%)
38
12
1
3 0,4
7
22
9
6
1
III.1- CONSUMOS ESPECIFICOS
Los consumos especificos se refieren a los consu mos de reductores y fundentes utilizados durante la prueba, por unidad de arrabio producido.
En la tabla II siguiente mostramos un balance del tratamiento efectuado a una colada en donde se uti lizó escorias de acerias sólidas con una granulome tria <2".
425
TABLA II Balance de masa y energia de una colada en donde se transformaron escorias de acerias en escorias cementantes y arra bio.
Materiales de Partida
Unidades
Consumo Especifico
Escoria de Acerias Alúmina Oxido de Calcio Sil ice Coque Gas Natural Fuel-Oil Oxigeno
kg/kg Arrabio kg/kg· Arrabio kg/kg Arrabio kg/kg Arrabio kg/kg Arrabio m3/kg Arrabio kg/kg Arrabio m3/kg Arrabio
3.17 0.53 1.60 0.85 0.45 0.065 0.021 0.080
PRODUCTOS RECUPERADOS
Arrabio
kg
Escoria Cementante
kg
58.5 265.0
426
\\
III.2- DESARROLLO DE LAS PRUEBAS
Un aspecto importante es el punto de fusión de las escorias de acerias. Como una manera de reducirlo, se procedió a adicionar la alúmina y la cal antes de cargar el coque requerido para la reducción de los óxidos. De lo contrario, la fusión alcanzaba una temperatura bastante elevada, aumentando con esto el consumo energético y, por ende, el consumo de refractarios del horno.
Las coladas tomaron aproximadamente 4 horas, alean zándose durante el proceso de reducción del óxido de hierro una temperatura del orden de 1650°C.
Parq el caso de la separación del arrabio y de la escoria; ésta fue realizada según una piquera convencional, siendo la escoria enfriada bruscamente en agua buscándose asi detener la disgregación de los silicatos de cal y tratando de simular al máxi mo las condiciones de planta.
III.3- CARACTERISTICAS DE LOS PRODUCTOS OBTENIDOS
Cemento de Escorias: Durante las pruebas se produjo un material cuyas caracteristicas no son idealmente la de un clinker para cemento por su conteni do de Al203 muy elevado y contenido de cao muy bajo. No obstante su propiedad de temple bajo la presencia de agua fue evaluada. Estas escorias
427
fueron molidas a la fineza de 4.500 cm2/g y mezcl~ das con clinker puro y yeso en una proporción 40% 55%-5%, alcanzando después de 28 dias resistencias a la compresión de 295 kg/cm2, los cuales fueron valores calificados como aceptables.
TABLA II Compos. de la Escoria Cementante Obtenida
%
cao Si02
56 23
11
FeO Fe MnO
2.5 0,1 1,5
2.5 1
Arrabio: El arrabio obtenido durante las pruebas tuvo la siguiente.composición quimica: 4,5% C; 6% Mn; 0.5% P; 0,15% Si.
Con respecto al arrabio común usado en la industria del acero, éste tiene un alto contenido de Mn y uno muy bajo de Si; su contenido de fósforo se ubica en aquel arrabio contentivo de fósforo, siendo de fácil aprovechamiento en estado liquido, sobre todo, tomando como medida de precaución la eliminación del fósforo mediante posteriores tratamientos con escorias sintéticas base cal.
Teniendo algunos datos considerados como suficientes en algunos casos un segundo paso seria la evaluación del uso de escorias de acerias, pero liqui das, directamente de las "ollas" contenedoras o
428
'\\
slag-pots, disponibles en las acerias para recoger toda la escoria que se genera durante la fabricación del acero.
Con estas pruebas quedaria totalmente demostrada la factibilidad de recuperar. escorias de acerias, minimizando con esto los costos que su manejo y/o almacenamiento provoca. Se estima que estas pruebas serian realizadas en un horno eléctrico de arco, evaluando con esto el consumo de energia intrinsico del proceso, cuyos resultados se espera sean promisorios debido al aprovechamiento del calor sensible que ésta trae consigo.
IV- CONCLUSIONES
El presente estudio demuestra la factibilidad técnica de transformar las escorias de acerias en arrabio y escorias cementicias, mediante un proceso de reducción y dilución, utilizando los medios industriales, comunes.
- Los procesos de reducción y dilución son de fácil aplicación, acusando los productos obtenidos una buena calidad.
- Este proceso es potencialmente rentable en el marco de un trabajo en equipo entre fábricas de cemento e Industrias Siderúrgicas debido a que deja abierta la posibilidad de obtener en el mismo sitio arrabio
429
y cemento, opción particularmente actractiva para los paises en desarrollo.
V- BIBLIOGRAFIA
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Caracas Venezuela 1985.
4- O'Hara P.
Recovery of Useful Compo-
nents From Converters Slags. Iron and steel engineer, february, 1987,
p.p. 34-40.
430
CtO
Altos
FIG. 1·DIAGRAMA TERNARIO CoO • SI0 2 -AiiJ3 REPRESENTACION DE ALGUNAS TRANSFORMACIONES.
431
\\
Impreso en junio de 1991 en el Departamento de Ediciones del INTI, Av. General Paz entre Albarellos y Av. de los Constituyentes, Miguelete, Provincia de Buenos Aires. Edición de 200 ejemplares.
INTI
INSTITUTO NACIONAL DE TECNOLOGIA INDUSTRIAL
CIID
~
C " NA O A
CENTRO INTERNACIONAL DE INVESTIGACIONES PARA EL DESARROLLO
Ver+/-
