revista de la construcción - Magister en Construcción

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revista de la construcción
Estimados lectores:
Hemos cumplido cinco años de publicación de nuestra Revista.
En esta décima edición, con diseño renovado, que esperamos sea del
gusto de nuestros suscriptores, nos hemos esmerado en aumentar
la cantidad de artículos de connotados profesionales y académicos
nacionales y extranjeros que, de seguro, nos seguirán entregando
materias de gran interés, actualizadas con las permanentes
investigaciones y tecnologías relacionadas con la construcción.
Como es costumbre, cada año felicitamos a nuestros nuevos egresados,
de quienes, damos fe, serán profesionales íntegros en el lugar donde
desempeñen los conocimientos impartidos por nuestra Escuela.
En esta nueva etapa se hace una necesidad inevitable agradecer el
fuerte apoyo otorgado por la Asociación de Constructores Civiles
de la Universidad Católica de Chile y expresada concretamente en
la persona de su presidente, el señor Aníbal Ovalle Letelier. Junto a
nuestra Asociación también debemos agradecer el apoyo permanente
de la Dirección de la Escuela de Construcción Civil, sin el cual no
hubiera sido posible mantener este cada vez más importante medio
de intercambio de conocimiento científico de primer nivel.
No nos queda más que agradecer la constante ayuda proporcionada
por nuestros lectores y a las empresas patrocinantes, ya que, sin ellos,
no se podría llevar a cabo este proyecto.
Atentamente,
Dr. Miguel Andrade G.
Editor Responsable
Revista de la Construcción
Escuela de Construcción Civil
Pontificia Universidad Católica de Chile
Director
CRISTIÁN PIERA GODOY
Editor Responsable
Comité Editorial:
CRISTIÁN PIERA GODOY: Director de la Escuela de Construcción Civil de la Pontificia Universidad
Católica de Chile, Profesor titular de la Escuela de Construcción Civil, Pontificia Universidad
Católica de Chile.
MIGUEL ANDRADE GARRIDO
([email protected])
OLADIS MARICI TROCONIS DE RINCÓN: Ingeniero Químico, Magíster en Corrosión, Universidad
del Zulia, Venezuela, Consultora de la Gobernación del Estado de Zulia, Venezuela.
Comité Asesor:
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la Cámara Chilena de la Construcción.
FELIPE VIDAL S.
CONSTANZA BALART C.
LEONARDO MEZA M.
MARCELA BUSTAMANTE S.
Dirección Postal
Revista de la Construcción:
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Escuela de Construcción Civil, Universidad Andrés Bello.
JOSÉ CALAVERA RUIZ: Doctor Ingeniero de Caminos, Canales y Puertos, Ingeniero Técnico de
Obras Públicas.
Av. Vicuña Mackenna 4860,
Macul. Santiago de Chile
MANUEL RECUERO: Doctor en Ciencias Físicas, Universidad Autónoma de Madrid, España,
Profesor Titular, Universidad Politécnica de Madrid, E.T.S.I Industriales, España.
Escuela de Construcción Civil
Pontificia Universidad
Católica de Chile, Santiago
ANDRÉ DE HERDE: Ingeniero Civil, Arquitecto, Université Catholique de Louvain, Bélgica, Profesor
Ordinario, Decano Facultad de Ciencias Aplicadas de la Universidad Católica de Lovaina, Bélgica.
Fonos:
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Universidad Politécnica de Madrid.
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CARLOS BOSIO MATURANA: Ingeniero Civil, Universidad de Buenos Aires, Argentina, Máster en
Dirección de Empresas Constructoras e Inmobiliarias (MDI), Universidad Politécnica de Madrid.
JAVIER RAMÍREZ: Licenciado en Arquitectura, Universidad Autónoma de Puebla, Puebla, México,
Doctor (c) en Arquitectura, Unidad de Postgrado de Arquitectura, UNAM, México.
MIGUEL ANDRADE GARRIDO: Doctor en Ciencias de la Educación, Pontificia Universidad Católica
de Chile, Profesor Adjunto y Coordinador de Investigación y Publicaciones de la Escuela de
Construcción Civil de la Pontificia Universidad Católica de Chile.
Sumario
4 ]
Estudio de la aptitud del loess pampeano como adición activa al cemento portland
L. I. Fernández - M. A. Trezza / Argentina
13 ]
Estudio comparativo sobre diferentes modelos de cálculo aplicados a la construcción
de muros pantalla
Carola Sanhueza Plaza / Chile - Carlos Oteo Mazo / España
28 ]
Correlación de determinación de humedad de suelos por medio de secado en horno y
en microondas
María Soledad Gómez Lorenzini - Sergio Vidal Arcos / Chile
35 ]
Análisis de inversiones en carreteras utilizando software HDM-4
Mauricio Pradena Miquel / Chile - John Posada Henao / Colombia
48 ]
Las avalanchas en Chile: efectos y sistemas de control
Luis Ramírez C. - José Pedro Mery G. / Chile
64 ]
Modificaciones del método ACN-PCN para su implementación en Cuba
Leticia García Pérez - Gilberto J. Quevedo Sotolongo / Cuba
73 ]
Contracción por secado de cementos a medida con material calcáreo y escoria granulada
de alto horno
M.F. Carrasco - V.L. Bonavetti - G. Menéndez - E.F. Irassar / Argentina
88 ]
Efectos de la carbonatación acelerada en distintos tipos de cemento y hormigones
Ana María Carvajal - C. Silva, J. Valiente, A. Venegas / Chile
98 ]
La Generalización de la Dirección Integrada de Proyectos (DIP) “Project Management”
en el sector empresarial de las construcciones
Juan Antonio Chávez Vega / México - Salvador F. Espinet Vázquez / Cuba
105 ]
“Los nuevos desafíos de DECON UC”
Entrevista a Leonardo Veas, nuevo director DECON UC
107 ]
“Buscamos ser un referente de opinión”
Entrevista a Aníbal Ovalle, presidente de la Asociación de Constructores Civiles UC
109 ]
Construyendo nuevas perspectivas para el futuro
Holcim Awards para proyectos de construcción sostenible
113 ]
Titulados
The Aptitude Study of the
Loess Pampeano Like Active
Addition to the Portland
Cement
Estudio de la Aptitud
del Loess Pampeano
como Adición Activa al
Cemento Portland
Autores
L. I. FERNÁNDEZ, M. A. TREZZA
Facultad de Ingeniería - Universidad Nacional del Centro de la
Provincia de Buenos Aires
Av. del Valle 5737 - (7400) Olavarría - Tel:02284-451055
email: [email protected]
Fecha de aceptación
20/04/07
Fecha de recepción
10/05/07
Volumen 6 No 1 - 2007
[
Resumen
El cuidado del medio ambiente y la reducción de costos de fabricación constituyen
en la actualidad dos grande temas de discusión. La industria del cemento portland
(CP), no ajena a esta temática, ha realizado numerosos cambios, uno de los cuales
impulsa el uso de materiales naturales,
residuales o subproductos industriales en
su proceso de fabricación.
En este trabajo presentamos el estudio
de la aptitud del loess pampeano de la
zona de Olavarría, obtenido como destape de la explotación de las canteras y
sin uso alguno, como adición puzolánica
natural al CP. Este material compuesto
fundamentalmente por cuarzo, calcita,
montmorillonita y feldespatos, presenta
una composición química que lo señala dentro de los potenciales materiales
puzolánicos.
Se prepararon muestras de estudio con
CP y un reemplazo de 30% de loess, en
su estado natural y luego de activarlo térmicamente. Los resultados evidencian la
viabilidad de este material como adición
puzolánica.
Palabras clave: puzolana,
��
cemento portland, adición activa.
Abstract
The care of the environment and
the reduction of costs of production
constitute two big discussion topics at
the present time. The industry of the
portland cement (PC), not unaware to this
thematic one, has carried out numerous
changes, one of those which impels
the use of natural, residual materials or
industrial by-products in their process of
production.
In this work we present the study of the
aptitude of the loess pampeano of the
Olavarría zone (Argentina), obtained as
it uncovers of the exploitation of the
quarries and without use, as natural
pozzolans addition to the PC. This
material, compound fundamentally
for quar tz, calcite, montmorillonita
and feldespatos, present a chemical
composition that points out it inside the
potentials pozzolans.
Samples with PC and a substitution of
30% by loess, in their natural state and
after activating it thermally, are present in
this work. The results evidence the viability
of this material as mineral admixture.
Key words��: ��
pozzolan, portland cement, active admixture.
páginas: 4 - 12
]
L.I. Fernández - M.A. Trezza
[
[
Introducción
En los últimos años el cuidado del medio ambiente
y la reducción de costos de fabricación han sido
tema de discusión en la mayoría de las industrias. En
virtud de esto, la industria del cemento portland ha
realizado numerosos cambios, uno de los cuales impulsa el uso de materiales suplementarios, naturales,
residuales o subproductos industriales que requieran
menos energía de producción. En respuesta a esto
y considerando los problemas medioambientales
los cementos puzolánicos se han expandido ampliamente.
Se consideran generalmente como puzolanas los
materiales que, carentes de propiedades cementicias
y de actividad hidráulica por sí solos, contienen constituyentes que se combinan con cal a temperaturas
ordinarias y en presencia de agua, dando lugar a
compuestos insolubles y estables con propiedades
hidráulicas (Calleja, 1968) .
Originalmente el término puzolana fue asociado con
cenizas volcánicas naturales y tierras calcinadas las
cuales reaccionan con la cal a temperatura ambiente,
en ambiente húmedo. Actualmente el término ha
sido extendido a todos los materiales silico-aluminosos, los cuales finamente molidos, en presencia
de agua, pueden reaccionar químicamente con el
hidróxido de calcio (CH) para formar compuestos
que poseen propiedades cementíceas (Sabir, 2001),
clasificándolas en consecuencia como puzolanas
naturales y artificiales.
Una importante fuente de puzolanas artificiales son
las arcillas calcinadas. Las arcillas en su forma natural
no poseen propiedades puzolánicas; sin embargo por
tratamiento térmico se vuelven activas. El tratamiento
térmico destruye la estructura cristalina de las arcillas
y forma una estructura cuasi amorfa o desordenada
de alumino-silicato altamente reactiva. La utilización
de arcillas calcinadas como puzolanas ha determinado un gran interés en los últimos años (He, 1995) e
incluso el uso de ladrillos y cerámicos de descarte (Ay,
2000) (Poggy, 2002) (Frías, 2002) (Amorin, 2000).
En el centro de la provincia de Buenos Aires, Argentina, sobre el basamento cristalino granítico del
precámbico o sobre rocas sedimentarias paleozoicas
(cuarcita, calizas, dolomitas) se depositaron en el
Cuaternario sedimentos no consolidados de origen
eólico de espesor variable, limos loessoides o loess
pampeano (Sallies, 2005). Debido a la extensa explotación de las canteras de caliza en la zona este Loess
aparece en enormes pilas a lo largo de los caminos de
cantera como un desecho conocido como “destapa
de cantera” y sin uso alguno.
En este trabajo proponemos estudiar la utilización del
loess pampeano de la zona de Olavarría (Provincia de
Buenos Aires), obtenido como destape de la explotación de las canteras, como adición puzolánica en
cemento portland. Se presentan los ensayos de verificación de la capacidad puzolánica y resultados del
comportamiento del cemento puzolánico obtenido,
durante la hidratación. Este estudio solo constituye
un avance de la utilización de este residuo; no se
consideran el efecto de la molienda y de diferentes
mecanismos de activación.
Metodología
tema, sin desconocer por ello la importante función
que cumple la finura en estos sistemas.
El material utilizado en este ensayo como adición
corresponde a un loess pampeano conocido en la
zona como destape de cantera, sin uso alguno. Su
análisis químico se muestra en la Tabla 1.
La caracterización del loess (que llamaremos muestra L1) por DRX, determinó la presencia de cuarzo,
calcita y montmorillonita como constituyentes principales, y compuestos de Na-Al-Si-Ca como bitownita,
albita, plagioclasa, etc. como fases secundarias. El
análisis por espectroscopia IR corrobora la presencia
de los grupos funcionales de las principales fases
detectadas por DRX.
Materiales
El material original extraído de la cantera se molió
para el estudio y los resultados obtenidos para el
loess se mostraron en la Figura 1. La plasticidad del
material definió el límite de la molienda. En este
trabajo no se hicieron más estudios respecto a este
]
]
Las fases cristalinas no poseen actividad puzolánica, sin embargo, aquellas que se encuentran
desordenadas o en estado metaestable, presen-
[
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FIGURA 1 Distribución granulométrica del material de
ensayo
TABLA 1 Composición química de la adición (en %)
SiO2
Al2O3
Fe2O3
CaO
MgO
PPC
49,18
13,73
3,75
14,28
1,80
12,78
K 2O
Na2O
TiO2
P 2O 5
MnO
SO3
1,49
1,67
0,65
0,28
0,08
0,10
Como cemento de referencia se utilizó un cemento
portland normal, cuya composición química y potencial se muestra en la Tabla 2.
Métodos de ensayos
Las muestras de estudio se prepararon reemplazando
un 30% en peso del cemento de referencia por el
loess pampeano en estado natural (L1) y luego de
activarlo térmicamente (L2). Las muestras obtenidas
se denominaron C, CL1 y CL2 respectivamente.
tan algo de actividad puzolánica (Valdez Tamez,
2004). Por esta razón L1 fue calentada desde
temperatura ambiente hasta 700 ºC y se dejó a
esa temperatura por un lapso de 15 min. con la
finalidad de activarla (L2) (Calleja, 1968), (Sabir,
2001). Se busca un aumento de la fase amorfa
presente, la cual se determina por DRX por el
incremento de la banda difusa entre 20 y 30 de
2θ. Este aumento, leído por el incremento del
background fue del orden del 36%. Como consecuencia del tratamiento térmico desapareció
la montmorillonita y aparecieron nuevos picos
correspondientes a fases minoritarias desconocidas. Los picos correspondientes a la calcita, el
cuarzo y los feldespato permanecieron luego de
la activación térmica, aunque modificaron su intensidad relativa. Lo anteriormente mencionado
se muestra en la Figura 2.
La hidratación de las muestras se realizó con w/c=
0,4, siendo c material cementante (cemento o cemento + 30% loess). El seguimiento de la hidratación temprana (primeras 48 h) se realizó por calorimetría diferencial. También se analizaron muestras
hidratadas por 1, 3, 8, 28 y 60 días por DRX. Las
muestras se guardaron en recipientes sellados hasta
la edad de ensayo y luego se molieron con acetona
a fin de frenar la hidratación.
Para la determinación de resistencia a la compresión
se moldearon probetas de pasta en moldes de área
cuadrada de 2,5 cm de lado y de un largo de 30 cm.
La relación w/c utilizada en la preparación de la pasta
fue 0,4. Cada probeta se dejó fraguar por un lapso de
24 horas. Luego se procedió a desmoldarlas y a almacenarlas en cámara húmeda hasta la edad de ensayo.
TABLA 2 Composición química y potencial del cemento (en %)
SiO2
Al2O3
Fe2O3
CaO
MgO
K 2O
Na2O
SO3
PPC
21,44
3,40
4,20
63,45
0,57
1,18
0,04
2,91
1,82
C 3S
C 2S
C 3A
C4AF
58
18
2
13
páginas: 4 - 12
]
[
[
FIGURA 2 Difractogramas de las muestras L1 y L2
a)
b)
Resultados
La composición química de las puzolanas varía ampliamente y si bien esta no determina por sí solo
su puzolanicidad, el material estudiado se ajusta
en cuanto a su composición química, a los límites
informados por Calleja (1968) en base a una amplia
recopilación bibliográfica. Solo se ve superado el
valor de CaO (0-12%) que en función de la pérdida
por calcinación se atribuye casi totalmente a la presencia de CaCO3 en el material.
Por otro lado, la suma SiO2, Al2O3 y Fe2O3 está próxima al 70% que establece la norma ASTM C618-89
como mínimo para las puzolanas naturales.
Los resultados obtenidos se muestran en la Figura
3. El ensayo se considera positivo si los valores caen
por debajo de la isoterma de solubilidad a 40 ºC del
Ca(OH)2.
Como se observa en la Figura 3, el ensayo sobre la
muestra L1 solo puede ser considerado positivo a los
21 días, sin embargo la muestra L2, activada térmicamente, ya muestra actividad puzolánica positiva a
los 8 días de hidratación.
Verificada la potencial puzolanicidad de L1 y L2 se
prepararon en el laboratorio por reemplazo de un 30%
en peso, cementos puzolánicos CL1 y CL2 a fin de
estudiar su comportamiento durante la hidratación.
Con las muestras L1 y L2 se realizó el ensayo de Fratini (según IRAM 1651) a fin de conocer su potencial
puzolanicidad.
FIGURA 3 Ensayo de puzolanicidad (Fratini)
Este ensayo se basa en el uso de la isoterma de solubilidad a 40 ºC del hidróxido de calcio (CH) en presencia
de álcalis. En este ensayo se evalúa el contenido de CH
en el líquido sobrenadante en contacto con la pasta
del “posible” cemento puzolánico.
Los resultados se presentan en un gráfico concentración de CaO (mM/L) vs alcalinidad (mM/L). El ensayo
de Fratini se considera positivo si los valores para las
muestras de estudio, de diferentes edades, caen por
debajo de la curva de solubilidad del CH.
]
]
[
páginas: 4 - 12
Los ensayos de calorimetría diferencial se hicieron
sobre pastas con w/c= 0,4 y a la temperatura de
20 ºC.
FIGURA 4 Curvas calorimétricas de las diferentes
muestras de ensayo
Las curvas calorimétricas correspondientes a las primeras 48 h de hidratación de las muestras ensayadas
se presentan en la Figura 4. Las curvas presentan en
general las mismas etapas definidas para el cemento
de referencia, con ligeros corrimientos.
La Tabla 3 resumen los resultados obtenidos, los
tiempos indicados se refieren a la edad de hidratación a la cual se alcanzó cada etapa.
Tal como se observa en la Tabla 3 y la Figura 4, la
etapa inicial (T1) se adelanta para las muestras CL1 y
CL2 con respecto a la referencia como consecuencia
del agregado de la adición puzolánica. El calor desarrollado aquí corresponde al mojado y solubilización
superficial de las partículas (Scian, 1991). El agua se
satura de hidróxido de calcio producido por la hidrólisis del C3S y el aluminato tricálcico. Conjuntamente
a la disolución de estos iones, lo hacen también los
hidróxidos alcalinos del clinker. La cinética de este
proceso es rápida, el control químico y está fuertemente ligada a la superficie específica del material.
A esta etapa sigue un proceso de aparente inactividad, conocido como “período durmiente”(T2). Esta
situación determina que el cemento permanezca en
estado plástico por algunas horas. Las incorporaciones retrasan el inicio del período durmiente aproximadamente una hora. El final del período durmiente
determina el inicio del fraguado (T3). En este estudio
se observa un significativo retraso del inicio del fraguado para ambas muestras CL1 y CL2.
Posteriormente se observa un período de aceleración
que determina en su punto máximo el final del proceso
de formación de núcleos de los hidratos y el inicio de
la ganancia de resistencia de la pasta debido al crecimiento y entrecruzamiento de estos últimos (T4). Por
ello este máximo se suele correlacionar con el final
del fraguado (Alumno Rosetti, 1995). Este proceso
controlado químicamente se origina por la formación
de productos de hidratación a partir de los silicatos.
CL1 adelanta su fin de fraguado por más de dos
horas respecto a la referencia, CL2 por su parte lo
atrasa significativamente por más de 6 horas. Estas
diferencias son muy importantes cuando estos materiales son utilizados en obra.
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]
TABLA 3 Edad de inicio de las etapas de hidratación
temprana
T1 (mín)
T2 (mín)
T3
(mín)
Comienzo
T3
(mín)
Máximo
22*
118
180
814
C
CL1
6
176
210
560
CL2
12
176
296
1.212
* Los tiempos son aproximados.
El seguimiento de la hidratación a diferentes edades
(1 a 60 días) se realizó por DRX. Los difractogramas
obtenidos no mostraron diferencias significativas en
lo que respecta a la naturaleza de la hidratación de
las muestras CL1 y CL2 con relación a la referencia, es
decir generan los mismos productos de hidratación
en tiempos similares.
En general el avance de la hidratación, seguida en
forma semicuantitativa, a través de la disminución
de los principales picos de C3S y C2S (zona 29º-33º
de 2θ) y el crecimiento de los correspondientes al
CH, es menor en las muestras CL1 y CL2 que en el
cemento de referencia, a edades tempranas, como
puede observarse en la Figura 5 para la edad de 8
días de hidratación.
Estas diferencias entre la referencia y las muestras
CL1 y CL2 pueden atribuirse en parte a la dilución
[
[
FIGURA 5
Difractogramas de las
muestras de estudio
hidratadas a 8 días
∆= CH, E= etringita,
C = calcita (CaCO3),
Q = cuarzo
b)
c)
generada por la aditivación, mientras que las observadas entre CL1 y CL2 se deben posiblemente a la
reactividad de la toba calcinada y su efecto puzolánico. Estas observaciones se corresponden con los
resultados de resistencia mecánica a igual edad que
se discuten más adelante.
Este último efecto corresponde a la reacción esperada
entre la sílice reactiva de la puzolana y el hidróxido
de calcio (CH) generado durante la hidratación del cemento portland para formar gel de tobermorita (CSH).
En consecuencia a medida que la reacción puzolánica
se manifieste habrá menor cantidad relativa de CH y
mayor presencia de CSH, generando una estructura
menos porosa y más durable.
A fin de verificar esta acción puzolánica se midió la
evolución de los principales picos de CH para CL1 y
CL2 en función del tiempo. Se utilizó para ello los
10 ]
a)
]
difractogramas obtenidos a las edades de 3, 8, 14 y
28 días. Para cada caso se midió la intensidad relativa
del pico más característica del CH (2θ = 18,020, d=
4,9187Å) y del cuarzo, Q (2θ = 26,674, d= 3,3420Å)
que no se superponen. En este trabajo el Q se utiliza como patrón interno ya que permanece inactivo
durante la hidratación temprana de cemento. Los
resultados obtenidos se muestran en la Tabla 4.
Estos resultados obtenidos ponen de manifiesto la
actividad puzolánica presente en CL2 ya que mientras para CL1 la relación ICH/IQ crece lentamente en
el tiempo, en el caso de CL2 disminuye (a partir de
8 días de hidratación) mostrando el consumo de CH
con el tiempo de hidratación.
Los valores de resistencia mecánica a la compresión
de las muestra de referencia, CL1 y CL2 se midieron a 7, 28 y 60 días. La evolución de la misma en
[
páginas: 4 - 12
TABLA 4 Relación de intensidades CH/Q
Edas (días)
ICH/IQ
TABLA 5 Índice de actividad puzolánica con cemento
3
8
14
28
CL1
3,98
4,53
4,39
4,36
CL2
3,64
3,65
1,84
1,66
el tiempo se muestra en forma comparativa en la
Figura 6.
En la Figura 6 se observa el crecimiento en el tiempo de los valores de resistencia a la compresión,
previsible para una pasta preparada solo con el
cemento de referencia. En tanto que cuando se
hace un reemplazo (30% P/P) del cemento por
las muestras L1 y L2 respectivamente, es posible
observar que con el agregado de la primera los
valores de resistencia caen significativamente. Sin
embargo con el agregado de L2 los valores de
resistencia alcanzan el 86% de los valores de referencia, indicando que L2 se comporta como un
Ip (%)
Muestra
14 días
28 días
CL1
67,9
56,0
CL2
90,3
85,4
adición puzolánica de acuerdo a lo especificado
según IRAM 1654.
Dicha norma define el Índice de Actividad Puzolánica
con Cemento portland (Ip) (IRAM 1654). Este índice
se calcula en base a la relación entre la resistencia a
la compresión de las mezclas de ensayo y los valores
obtenidos para el cemento de referencia. La especificación indica que el valor mínimo del Ip debe ser
al menos 75% del correspondiente al cemento de
referencia, con lo cual solo la muestra activada L2
cumple este requisito. Estos resultados se muestran
en la Tabla 5.
FIGURA 6 Resistencia a la compresión
Conclusiones
La composición química y mineralógica del loess
pampeano lo ubica como un material potencialmente
puzolánico para el cemento portland.
El estudio de puzolanicidad resultó satisfactorio cuando la muestra fue activada térmicamente a 700 ºC
por 15 min. (L2).
El seguimiento de la hidratación temprana (primeras
48 h) por calorimetría diferencial mostró diferencias
en la velocidad de hidratación por las incorporación
de loess pampeano.
páginas: 4 - 12
]
A mayores edades de hidratación, los difractogramas
corroboraron que los cementos con 30% de reemplazo (CL1 y CL2) no mostraron la formación de nuevos
compuestos de hidratación sino solo modificaciones
en la velocidad de hidratación.
Los ensayos de resistencia mecánica en pastas de
cemento con la incorporación de loess activado (CL2)
muestran a 7 y 28 días valores aceptables en función
del reemplazo realizado.
Por todo lo anterior, la incorporación de 30% en
peso de loess pampeano activado a 700 ºC por 15
min. al cemento portland actúa como adición puzolánica, constituyéndose esta práctica en una posible
valorización de este material de descarte.
[
[ 11
Referencias bibliográficas
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and hardening” Cem. Concr. Res. 25 (6) (1995), 11471152.
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Calleja J. (1968). “Las puzolanas” Separata de la Revista ION XXIX y XXX, p 5-47.
He Ch. et al. (1995). “Pozzolanic reactions of six principal clay minerals: activation, reactivity assessments and
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Poggi M. (2002). “Utilización de residuos de la industria cerámica en la producción de cemento Portland”
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Sabir B.B. (2001). “Metakaolin and calcined clays as pozzolans for concrete: a review” Cement and Concrete Composites 23, p 441- 454.
12 ]
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Sallies A. R.(2005). “Suelos del Partido de Olavarría,
Provincia de Buenos Aires: Clasificación según Soil
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Scian A. N., Porto López J.M. y Pereira E.,
“Mechanochemical activation of high alumina hydration
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Valdez Tamez P., Tushar K., Rivera Villarreal R. (2004).
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puzolanas naturales- portlandita”. Ciencia UANL (Revista Científica Tecnológica de la Univ. Autónoma de
Nueva León), Vol. VII, 2 p190-195.
Normas consultadas:
IRAM 1668 Puzolanas: Características y muestreo
(1968).
IRAM 1651-Parte I Cemento Portland puzolánico. Características y condiciones de recepción (1982).
IRAM 1651- Parte II Cemento Portland puzolánico. Métodos de ensayo (1982).
IRAM 1654 Puzolanas. Métodos de ensayo generales
(1968).
ASTM C618-89 Fly Ash Admixture in Portland Cement
Concrete. Section
��
4, vol 4.01 (1989) 296-298.
[
páginas: 4 - 12
A Comparative Study on
Different Models Applied
to the Calculation of
Construction of Diaphragm
Walls
Estudio Comparativo
sobre Diferentes Modelos
de Cálculo Aplicados a la
Construcción de Muros
Pantalla
Autores
CAROLA SANHUEZA PLAZA
CARLOS OTEO MAZO
Universidad de Coruña, España
27/03/07
Fecha de recepción
16/04/07
[ 13
Resumen
Este artículo presenta un estudio teórico
comparativo sobre los diferentes modelos de cálculo empleados en España
para el diseño de muros pantalla. Para
el análisis se han seleccionado tres modelos de cálculo aplicables a dos casos
en estudio con condiciones geológicas
y geotécnicas diferentes, propias de
los suelos de Madrid. Los modelos de
cálculo empleados han sido: el método
clásico basado en las teorías de equilibrio límite de Rankine y las hipótesis de
Blum; el método de reacción del terreno
basado en el espacio de Winkler; y el
método de elementos finitos. Estos dos
últimos métodos han sido llevados a
cabo por medio de dos programas computacionales. El primero de ellos basado
en un cálculo elastoplástico por medio
del programa RIDO, mientras que el
segundo ha sido llevado a cabo a través
del programa PLAXIS. Se ha efectuado
la comparación de los movimientos de
la pantalla, giros, distribución de esfuerzos con la profundidad, esfuerzos
de corte y momentos flectores.
Palabras clave: muro pantalla, modelos de cálculo, suelos de Madrid.
Abstract
This paper presents a theoretical
comparative study of the different
computational models used in Spain
for design of diaphragm walls. Three
computational models have been selected
for the analysis of two cases with different
geological and geotechnical conditions
that are applicable to the soils of Madrid.
The calculation models employed include
the classic method based on limit
equilibrium theories of Rankine and the
Blum’s hypotheses; the method of reaction
of the soil based on the model of Winkler’s
space; and the finite element method.
Computations for the case of Winkler’s
space analysis have been performed by
means of program RIDO, while the finite
element computations have been carried
out by means of program PLAXIS. A
comparison of movements, turns, normal
and shear stress distributions, and bending
moments is presented as well.
diaphragm��
��
wall��
, calculation models, ��
Madrid soils.
14 ]
]
Carola Sanhueza - Carlos Oteo
[
páginas: 13 - 27
Introducción
Las necesidades de un mayor aprovechamiento
de los espacios físicos han llevado al empleo del
subsuelo como una alternativa para el desarrollo
de diferentes obras de construcción. Sin embargo,
la construcción subterránea dentro de los límites
urbanos actuales supone grandes riesgos, producto
de la gran cantidad de edificaciones existentes o
la presencia del nivel freático que, en determinados casos, puede llegar a estar muy próximo a la
superficie del terreno.
Considerando solo el aspecto constructivo, una de las
soluciones más empleadas actualmente en España,
la constituyen las pantallas continuas de hormigón
armado, conocida también como el “Método Milán”
o sistema “Cut and Cover”. Este método corresponde
a una técnica moderna de construcción cuyo origen
se remonta a los años 50 en Italia.
Este tipo de construcción presenta importantes ventajas, como la posibilidad de alcanzar grandes profundidades, con presencia o no del nivel freático,
atravesar estratos en los cuales no es posible hincar
tablestacas, producir una menor descompresión
Descripción geológica de los suelos de
Madrid
El comportamiento del suelo frente a la actividad
constructiva depende directamente de su geología
y, en un sentido más amplio y concreto, de factores
litológicos, hidrogeológicos, geomorfológicos y geotécnicos. Estos cuatro factores se interrelacionan y
dan lugar a muy variados tipos de comportamiento
del terreno y como consecuencia a problemas de
naturaleza muy diversa.
La mayor parte de los suelos que se encuentran en la
Cuenca de Madrid se agrupan en tres tipos (Escario
et al. 1981): suelos cuaternarios, tanto de origen
natural (aluviales) como de origen antrópico; materiales pliocénicos, que poseen diferentes contenidos
de finos; y materiales miocénicos, constituidos por
páginas: 13 - 27
]
del terreno, menor ruido y vibración durante su
ejecución, entre otras cualidades. Además, como se
trata de estructuras flexibles, presentan la ventaja de
resistir los empujes del terreno deformándose.
El empleo de los muros pantalla es muy variado. En
el campo de las obras públicas ha permitido construir
recintos cilíndricos y obras lineales; mientras que
en el terreno urbano ha servido para resolver pasos
subterráneos, aparcamientos y numerosas estaciones
de metro, entre otras.
En cualesquiera de los casos, es importante un
adecuado estudio del comportamiento del terreno
y de las fuerzas que actúan sobre estas estructuras.
Por otra parte, el diseño de los muros pantalla debe
poder garantizar, además de la estabilidad propia
de la estructura, la seguridad de aquellas que se
encuentren en su proximidad.
Respecto a esto último, diferentes modelos de
cálculo y programas de ordenador son empleados
actualmente en España para el diseño y cálculo de
los muros pantalla, lo que ha llevado a plantearse el
comparar teóricamente dichos modelos, considerando diferentes sistemas de construcción y propiedades
geotécnicas de los suelos de Madrid.
arcillas duras estratificadas alternadas con yesos y
margas yesíferas.
Dentro de los materiales pliocénicos se distinguen
varias unidades geotécnicas, con contenidos de finos
entre 5% y 80%. En este rango, tradicionalmente
y basado en la propuesta de Escario (1970 y 1985)
modificada ligeramente por trabajos posteriores,
se ha establecido una diferenciación basada en el
contenido de finos presente: arena de miga (< 25%
finos), arena tosquiza (25% a 40% finos), tosco arenoso (40% a 60% finos), tosco (60% a 80% finos)
y peñuela (> 80% finos).
En el año 2003, los profesores C. Oteo y R. Ortiz
propusieron valores de diseño a ser considerados en
todos los proyectos de construcción de pantallas en
el metro de Madrid. Estos datos pueden asumirse suficientemente conservadores, siendo muy aceptables
con la práctica tradicional (Rodríguez Ortiz, 2000).
[
[ 15
Estructuras flexibles
Históricamente se conoce que las primeras estructuras flexibles fueron las tablestacas de madera, cuyo
origen se remonta hace varios siglos. Producto de las
desventajas que presenta la madera como material
de construcción, dio paso a las tablestacas de hormigón armado, las cuales presentan mayores ventajas
comparativas con las anteriores, como la posibilidad
de construir elementos prefabricados. Debido a que
raramente se pueden recuperar y por lo tanto deben
formar parte de la obra definitiva, surgió la idea
de las tablestacas de acero o metal. Estas últimas
presentan ventajas en cuanto a su bajo peso, mayor
resistencia a flexión, mayor velocidad de colocación
y otras características, pero su principal desventaja
es la oxidación que sufren en caso de formar parte
de una obra definitiva y estar en contacto con el
agua, además de no poderse hincar en capas de
materiales duros.
Posteriormente, surgieron las primeras pantallas
de pilotes secantes o tangentes (1934), y en Italia,
en los años 50, Veder y Marconi descubrieron un
nuevo procedimiento que dio origen a las pantallas
continuas de hormigón. Esta idea surgió debido a la
necesidad de aprovechar mejor los espacios urbanos
por los problemas que plantean las excavaciones
Métodos de cálculo para muros
pantalla
Numerosos métodos de cálculo se han desarrollado
a lo largo del tiempo y en la actualidad se emplea
una gran variedad de ellos, como son los métodos
empíricos y los métodos basados solo en modelos
teóricos; métodos que toman en cuenta el comportamiento en servicio de la estructura, descritos
como métodos de equilibrio límite; y métodos que
actualmente consideran el comportamiento de la
estructura en el momento de la falla, aunque este
último grupo es más pequeño. A partir de los años
70, un nuevo método de cálculo se ha venido a
incorporar a este grupo, el cual se basa en la teoría
de elementos finitos.
El desarrollo de los métodos de diseño se ha llevado a cabo en cuatro direcciones como muestra la
16 ]
]
profundas cercanas a edificios y por construcciones
donde el nivel freático se encuentra muy cerca de
la superficie.
Las pantallas continuas de hormigón son elementos verticales de hormigón armado de sección rectangular, que se construyen en forma de paneles
discontinuos directamente en el terreno desde la
superficie de este. Estas estructuras tienen la doble
función de resistir los empujes del terreno y limitar la
entrada de agua al interior de la excavación, según
corresponda.
De acuerdo a la calidad del terreno y del proyecto
de construcción, las pantallas pueden llevar más de
un nivel de apoyo o ninguno. En los casos en que
la estructura trabaja en voladizo, su estabilidad se
debe fundamentalmente a las reacciones del terreno
en la parte empotrada de la pantalla. Mientras que
en los casos en que la estructura cuenta con uno o
más niveles de apoyo, dados por tirantes, anclajes,
puntales o forjados, entre otros, la estabilidad está
dada además del empotramiento por las reacciones
de dichos apoyos.
Finalmente, es importante mencionar que tanto la
flexibilidad de la pantalla como la profundidad de
empotramiento de esta en el terreno, juegan un rol
destacado en la determinación del empuje pasivo.
Figura 1 (Delattre, 2001). Una primera aproximación
se unió rápidamente al concepto de módulo o coeficiente de reacción del terreno, la cual se desarrolló
durante el siglo XIX y evolucionó con mayor fuerza
a partir de los años 60 con la incorporación de herramientas computacionales.
Por otra parte, las aproximaciones teóricas encontraron muy pronto limitaciones a tener en cuenta
en la representación de fenómenos físicos, lo que
conllevó a un fuerte desarrollo de aproximaciones
empíricas, las cuales han permanecido presentes
durante el siglo XX y, actualmente, tienen un papel
importante en el desarrollo del marco de referencia
del comportamiento observado en la estructura.
Finalmente, los muros pantallas al igual que otras
estructuras geotécnicas se han beneficiado con los
avances en el campo de la mecánica y métodos de diseño numérico, incorporados a partir del año 1970.
[
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FIGURA 1 Principales direcciones en el desarrollo de los métodos de
diseño. El lado izquierdo muestra los métodos de análisis de estado
límite en servicio: (1) Métodos clásicos (2) Métodos de reacción del
terreno (3) Métodos de elementos finitos y (4) Métodos empíricos.
El lado derecho muestra el (5) Método de análisis de estado límite
último
Fuente: Laboratoires des Pont et Chaussées, 2001
Métodos clásicos
Los métodos clásicos de cálculo de pantallas fueron
elaborados a partir de 1930 y proporcionan resultados bastante aproximados para el momento flector
máximo y para los esfuerzos en los anclajes.
Se basan en las teorías de equilibrio límite, cuya
hipótesis principal es que el material alcanza dicho
equilibrio a lo largo de ciertas líneas de deslizamiento, las cuales limitan la cuña de rotura sobre la que
se produce el movimiento de la masa.
Estos métodos consideran que los desplazamientos
de la pantalla han sido suficientemente grandes
como para que se alcancen los estados límites activo
y pasivo del terreno, correspondientes a la excavación
y a la respuesta del suelo frente a los movimientos
de la pantalla hacia el terreno.
El cálculo de pantallas en voladizo por el método
clásico se basa en las hipótesis planteadas por Blum.
En ellas se considera que la pantalla pivota alrededor
de un punto situado ligeramente sobre su extremo
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]
inferior y que el momento flector de todas las fuerzas
que actúan sobre la pantalla con respecto al punto
de giro, es nulo.
En el caso que el desplazamiento de la pantalla sea
importante, provoca la formación por sobre el punto
de giro (A), de dos zonas plásticas que corresponden
al estado activo y pasivo, mientras que por debajo
del punto de rotación se genera, por una parte, una
fuerza de contraempuje pasivo en el trasdós, por lo
que las tensiones aumentan radicalmente y, por otra
parte, el terreno de intradós se descomprime, con lo
cual las tensiones en ese lado de la pantalla tienden
a cero (Figura 2).
Para simplificar el cálculo, y dado que el punto A
se encuentra muy cerca del extremo inferior de
la pantalla, se procede por una parte a reemplazar la diferencia entre el empuje activo y pasivo
generado bajo el punto A, por una única fuerza
R que actúa en el centro del tramo comprendido
entre los puntos A y M (t’/2). Por otra parte, esta
fuerza R se traslada al punto A para llevar a cabo
los cálculos.
[
[ 17
del terreno en el trasdós. En este caso existen dos
posibles métodos de análisis: el método de “base
libre” (método americano) y el de “base empotrada”
(método europeo). De los dos métodos, el primero
de ellos es considerado de mayor simplicidad para
diseñar pantallas con un apoyo.
FIGURA 2 Pantalla en voladizo
En muchos casos las pantallas pueden requerir de
un punto de sujeción en su altura libre próximo
a la coronación, además del empotramiento en el
terreno por debajo del fondo de excavación, ya
sea por estabilidad, resistencia o para limitar las
deformaciones tanto horizontales como verticales
El método de base libre se emplea cuando la profundidad de empotramiento es pequeña o la rigidez de la pantalla es grande, en caso contrario, se
emplea el de base fija. En el primer caso se asume
que la pantalla es desplazada rígidamente bajo
el efecto de la presión activa de tierras y moviliza
tanto la presión pasiva de tierras a lo largo de
su parte empotrada, como la tensión del apoyo
ubicado en su parte más alta (Figura 3a). En el
método de base fija el sistema considera un cierto empotramiento en la base, debido a su mayor
profundidad en el terreno por debajo de la zona
excavada (Figura 3b).
FIGURA 3 Empujes y deformada de (a) pantalla de base libre, (b) pantalla de base fija
a)
b)
Métodos de interacción suelo-estructura
Estos métodos tienen en cuenta las propiedades de
deformación del terreno, la influencia de la deformabilidad de la pantalla y sus desplazamientos.
Las soluciones más ampliamente usadas son aquellas
basadas en métodos de reacción del terreno, generalmente de tipo Winkler, en las cuales se simulan
mediante muelles las reacciones del terreno.
Las primeras aplicaciones en ingeniería civil de este
método fueron efectuadas por Zimmermann en
1888, quien lo empleó para calcular las tensiones
que producían las obras ferroviarias en el terreno.
18 ]
]
Posteriormente, el desarrollo de estos métodos llevó a que se aplicaran en losas y fundaciones, y en
1935, Rifaat, por una parte, y Baumann, por otra,
introdujeron estos modelos de cálculo en el campo
de las estructuras de contención. Sin embargo, su
desarrollo fue complicado debido a problemas de
implementación práctica, lo que llevó a que algunos
autores propusieran diferentes aproximaciones, tales
como Blum en 1951 y Richart en 1957.
Posteriormente, Boudier en 1970, Fages y Bouyat en
1971 y Rosignol y Genin en 1973 desarrollaron programas computacionales para el diseño de estructuras
de contención usando los modelos basados en el
coeficiente de reacción del terreno (Delattre, 2000).
[
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La solución más antigua y simple aplicada a una
situación que implique la interacción entre una estructura y el suelo, corresponde a la planteada por
Winkler en 1867. En ella se supone que la deformación producida en el terreno es proporcional a la
presión aplicada en dicho punto, e independiente
de las presiones aplicadas en el resto de los puntos.
Esta relación está condicionada por un factor de
proporcionalidad K, que se denomina coeficiente
de balasto.
En este modelo el terreno es representado por un
conjunto de muelles elásticos independientes entre
sí, relacionados a través de la pantalla, la cual es
modelada como una viga elástica.
El coeficiente de balasto K es un valor de proporcionalidad que depende del nivel de presiones alcanzado y de las dimensiones del área cargada, por lo
tanto no es un parámetro intrínseco del material,
con lo cual los cálculos efectuados por estos métodos tienen la desventaja de que las deformaciones
obtenidas dependen de la carga aplicada y de la
profundidad.
En 1968, Haliburton introduce por primera vez el
modelo de comportamiento no lineal del terreno, en
el cual incluyó los umbrales correspondientes a los
estados activo y pasivo en el momento de la rotura.
Su contribución más importante fue considerar una
curva continua que relaciona la presión y el desplazamiento de la pantalla, partiendo desde el estado
activo hasta el pasivo, pasando a través del empuje
en reposo, una vez alcanzados los estados límites el
empuje no varía (Figura 4a). Esta hipótesis relaciona,
de cierta manera, los métodos de equilibrio límite
con los del coeficiente de balasto, puesto que más
allá de un desplazamiento límite se supone una
situación plástica.
En este método la resolución se lleva a cabo por
medio de intervalos iguales de diferencias finitas,
representando un inconveniente para terrenos no
homogéneos o con cambios de rigidez, pudiendo
resolverse al considerar intervalos más pequeños.
En 1973, Castillo propone modificaciones al modelo
propuesto por Haliburton, en el cual se incorporan
anclajes postensados y por primera vez se consideran
los procesos de descarga y recarga en la curva de
presión-deformación. Castillo define las curvas de
empuje-desplazamiento por el desplazamiento límite
para empuje activo y pasivo que varía con la profundidad según una ley parabólica (Figura 4b).
Castillo resolvió el problema estableciendo condiciones de equilibrio y de compatibilidad en deformaciones entre el terreno y la pantalla, adoptando una ley
de desplazamiento que posee diferentes pendientes
según se trate de la deformación hacia el lado activo
o pasivo, lo cual lleva a suponer una mejor adaptación
a la curva real. Por otra parte, el modelo propuesto
por Castillo tiene en cuenta las deformaciones remanentes, de la forma en que se muestra en la Figura
4b. Si en un punto se ha alcanzado un estado límite
con deformación hacia un lado y durante el proceso
FIGURA 4 (a) Modelo de Haliburton, (b) Modelo de Castillo
a)
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b)
]
[
[ 19
de excavación o introducción de las tensiones de los
apoyos se invierte el sentido del desplazamiento, la
trayectoria del comportamiento de ese punto no recorre el mismo camino a la inversa, sino que quedan
deformaciones plásticas irrecuperables.
Por otra parte, en este método se tiene en cuenta el
estado inicial de reposo y se ve la marcada influencia
que ejerce sobre el comportamiento durante la excavación. Además, este modelo permite reproducir
paso a paso las fases reales de la construcción.
Un aspecto importante en estos modelos de cálculo
es la adecuada elección del valor de la constante
de balasto del material (K). A lo largo de los años,
diferentes autores han propuesto correlaciones entre esta variable y parámetros intrínsecos del suelo,
como el módulo de deformación E del terreno.
Terzaghi en 1955 propuso las siguientes correlaciones en función del tipo de suelo:
para arenas, y
para arcillas duras.
Ménard en 1964 desarrolló una teoría para el cálculo
de asientos de fundaciones poco profundas sobre la
base de la teoría de la elasticidad y ajustes empíricos,
cuyos resultados lo llevaron a proponer la siguiente
ecuación ampliamente usada en Francia:
(Delattre, 2001)
Vesic, Barden y otros autores (Rodríguez Ortiz, 1982)
propusieron la relación que considera los parámetros
elásticos del terreno (módulo de elasticidad y coeficiente de Poisson), la cual es aplicable a zapatas
corridas suficientemente largas, por lo que se podría
extender al caso de pantallas:
Simon en 1995 extendió la formulación de Ménard
adaptada por Balay en 1984, diferenciando zonas de
deformación libre (como la zona de empotramiento y
la altura libre de la pantalla) y zonas con deformación
restringida (zona comprendida entre dos niveles de
apoyo o la zona trasera de anclajes pretensados),
proponiendo la siguiente correlación:
20 ]
]
Bazin y Schmitt (2001) establecieron una relación
entre K H y E que entregó resultados satisfactorios
para los terrenos granulares durante la construcción
del metro de El Cairo:
(MN/m3)
El ábaco de Chaidesson propone relacionar la constante de balasto horizontal del terreno con los parámetros de resistencia al corte, caracterizada por la
cohesión y el ángulo de fricción. Esta propuesta se
basa en la experiencia acumulada por el autor, cuya
justificación se ha llevado a cabo, por una parte, por
Monnet en 1994, proponiendo nuevos desarrollos al
método y, por otra, Londez en 1997 aplicando el ábaco de Chaidesson al diseño de una estructura real.
Finalmente, a partir de las características geotécnicas de los suelos de Madrid recogidos durante
la etapa de ampliación del metro, para el período
comprendido entre 1999 y 2003 (Oteo et al. 2003),
se puede deducir que la relación entre la constante
de balasto y el módulo de deformación del terreno
para distintos materiales está en un rango comprendido entre 2 y 10.
Métodos de elementos finitos
La aplicación de los elementos finitos en el cálculo de
pantallas ha sido resultado de las incertidumbres y deficiencias dejadas por el resto de los modelos de cálculo,
especialmente de los métodos clásicos de diseño.
Debido a que estos métodos permiten considerar una
gran cantidad de aspectos del problema en cuestión, se
requiere de la definición de una mayor cantidad de datos
de entrada que en el resto de los modelos de cálculo.
La aplicación de estos modelos requiere la definición de unas condiciones iniciales, unas ecuaciones
constitutivas de los materiales y unas condiciones de
contorno. En estos modelos, el suelo se considera
como un continuo, siendo discretizado, lo cual lleva
a considerar el efecto arco y la interacción entre la
pantalla y el terreno. De esta manera, se puede obtener información sobre el estado de deformación
de toda la masa de suelo.
[
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Casos de aplicación
te, este valor en los modelos seleccionados. Para el
caso de la pantalla en voladizo, los cálculos han sido
desarrollados considerando las hipótesis de Blum. En
cuanto a la pantalla con un apoyo, los cálculos se
han realizado por el método americano.
Para este artículo se presentan dos casos de cálculo.
El primero corresponde a una pantalla en voladizo
construida en un terreno altamente deformable
(material cuaternario). El segundo caso corresponde
a una pantalla con un nivel de apoyo próximo a su
coronamiento, calculado sobre un material con mejores propiedades geotécnicas respecto del anterior
(material terciario).
Estos cálculos han sido contrastados, posteriormente, con un modelo de elementos finitos a través del
programa computacional PLAXIS 2D – Vs. 8.0 y un
modelo de cálculo basado en el espacio de Winkler,
por medio del programa RIDO Vs. 4.01 para estructuras de contención. Se ha comprobado que la
profundidad de empotramiento empleada cumpla
con las recomendaciones del Código Técnico de la
Edificación española (CTE), en el cual se sugiere un
factor de seguridad superior a 1,50 para el programa
basado en elementos finitos y un empuje pasivo movilizado inferior al 66%, para el caso del programa
basado en el espacio de Winkler (CTE, 2005).
En ambos casos se ha efectuado una excavación de 5
metros de profundidad al abrigo de muros pantalla.
En el primer caso se ha considerado una pantalla
en voladizo sosteniendo un terreno homogéneo de
espesor indefinido y seco. En el segundo caso, la pantalla tiene un apoyo ubicado a 0,50 m bajo su cabeza, conteniendo un terreno homogéneo de espesor
indefinido, seco y con baja cohesión, cuyos parámetros geotécnicos, referidos a un material terciario con
menos de un 25% de finos, se han resumido en la
Tabla 1 junto con los del primer caso.
Una vez seleccionada la profundidad de empotramiento que cumpla con la estabilidad mínima en
todos los casos, se han comparado: el valor del momento máximo, los valores de los esfuerzos de corte
máximo (positivo y negativo) y los desplazamientos
de la pantalla en cabeza, para el caso 1. En el caso 2
se han obtenido además de los valores mencionados,
la fuerza del apoyo.
La pantalla corresponde a un elemento estructural
de 0,80 m de espesor, longitud total a definir según
los cálculos preliminares por teorías de equilibrio
límite, con un módulo de deformación del hormigón
de 30.000 MPa.
Por otra parte, se ha verificado la estabilidad en
cuanto a los movimientos admisibles de la pantalla,
empleando tanto las recomendaciones de Clough
y O’Rourke (1990) como las de Oteo et al. (2003).
De acuerdo a esto, para una excavación de 5 m de
profundidad, el máximo movimiento horizontal de
la pantalla no debe superar 10 mm. También se ha
Metodología de comparación
Para efectuar la comparación de los resultados obtenidos a partir de un modelo y otro, se ha calculado la
profundidad de empotramiento mínima por métodos
de equilibrio límite y se ha empleado, posteriormen
TABLA 1 Parámetros geotécnicos para los casos en estudio (Oteo et al. 2003)
Parámetro Geotécnico
Densidad natural
Ángulo de fricción
Cohesión
Caso 1
(Cuaternario)
P. Voladizo
Caso 2
(Terciario)
P. Apoyo
21 KN/m3
20 KN/m3
30º
35º
0 KN/m
5 KN/m2
2
Constante de balasto horizontal
50.000 KPa/m
150.000 KPa/m
Módulo de deformación en carga
8.000 KN/m
60.000 KN/m2
2
Coeficiente de Poisson
0,32
0,30
Coeficiente de empuje horizontal en reposo
0,5
0,426
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]
[
[ 21
comprobado el valor de la distorsión angular, la cual
no debe superar 1/300 para estructuras isostáticas y
estructuras de contención (CTE, 2005).
Programas de cálculo empleados
El programa RIDO fue especialmente desarrollado
para la construcción de la primera línea subterránea
en Francia y, actualmente, es un programa de cálculo
ampliamente usado.
En este programa, la presión de tierras, que es considerada separadamente sobre cada lado del muro,
tiene una ley de reacción de tipo lineal, limitada por
las presiones activa y pasiva, comportándose en forma irreversible cuando estos límites son alcanzados
(Kastner et al. 1993). La relación entre presión y
desplazamiento está dada por el módulo de reacción
del terreno K y por una relación de histéresis entre
carga y deformación (Masrouri et al. 1995):
Donde:
P0 :Distribución de presiones del terreno en estado
en reposo
y :Desplazamiento horizontal de la pantalla en el
punto en estudio
v :Factor de histéresis
Kh :Módulo de reacción del terreno, definido como:
Kh = Re + Rp
Re :Constante proporcional de Kh
Rp :Coeficiente de incremento de la tensión efectiva
vertical en el punto en estudio
Para el caso en estudio se ha utilizado el programa
PLAXIS creado por la Universidad de Delft, el cual
se basa en elementos finitos bidimensionales que
permiten realizar análisis de deformación y estabilidad de problemas geotécnicos. El programa permite
modelar los diferentes componentes del problema
mediante un conjunto de elementos discretos, conectados entre sí a través de puntos comunes denominados nodos.
Para efectuar los cálculos se han seleccionado dos
modelos de comportamiento: el modelo de MohrCoulomb, para obtener una primera aproximación;
y el modelo elastoplástico con endurecimiento (Hardening Soil). Este modelo considera la rigidez del
suelo en forma más precisa que el de Mohr-Coulomb,
puesto que el cálculo se basa en tres rigideces diferentes como datos de entrada: la rigidez triaxial
en carga, por medio del módulo de deformación
secante (E50); la rigidez triaxial en descarga, a través
del módulo de deformación de descarga-recarga
(Eur); y el módulo de deformación obtenido del edómetro (Eoed).
Selección de la profundidad de
empotramiento mínima
La profundidad de empotramiento ha sido aquella
que cumple, en cada caso, con las recomendaciones
especificadas en el Código Técnico de la Edificación
española (Tabla 2).
FIGURA 5 Relación carga-desplazamiento del
programa RIDO
Por otra parte, el avance en los medios computacionales ha permitido la introducción actual de nuevos
programas para el cálculo de pantallas, los cuales
están basados en métodos de elementos finitos.
TABLA 2 Profundidad de empotramiento mínima para cada caso
Caso en estudio
22 ]
]
Profundidad de
empotramiento mínima
Longitud total de la
pantalla
Caso 1
6m
11 m
Caso 2
2,10 m
7,1 m
[
páginas: 13 - 27
Análisis de resultados: Caso 1
En el Gráfico 1 se puede observar que el programa
RIDO proporciona menores profundidades de empotramiento que el programa PLAXIS.
En el Gráfico 2 se ve que el programa RIDO proporciona mayores empujes pasivos que el programa
PLAXIS, estando siempre dentro de los límites de los
valores calculados por Rankine. Con esto se confirma
que, para este caso, RIDO proporciona un mayor
grado de estabilidad al disponer de un mayor empuje
pasivo posible de movilizar.
De acuerdo a los resultados presentados en los Gráficos 3 y 4 se puede concluir, en términos generales,
que el programa RIDO proporciona mayores esfuerzos de corte y momentos flectores que el programa
PLAXIS, siendo esta diferencia de casi dos veces
mayor para el caso de los cortantes negativos. Por
otra parte, se puede observar que los resultados entre RIDO y los obtenidos por las teorías de equilibrio
límite son muy semejantes entre sí.
En el Gráfico 5 se observa que PLAXIS, independiente
del modelo de comportamiento empleado, proporciona mayores desplazamientos que RIDO.
Para relacionar los desplazamientos horizontales
proporcionados por un programa y otro, dado que
emplean distintos parámetros de deformabilidad, fue
necesario aplicar en cada uno las distintas correlaciones encontradas en la bibliografía. De todas ellas, la
formulación empírica que correlaciona KH y E de los
autores Bazin & Schmitt aplicada al metro de El Cairo,
fue la que proporcionó los desplazamientos en RIDO
que más se aproximan a los resultados obtenidos en
PLAXIS (Gráfico 6).
Del Gráfico 7 se puede obtener el desplazamiento
horizontal en estado activo, el cual alcanza un valor
de 0,0006 m, mientras que el pasivo alcanza uno de
0,0131 m. La relación entre ambos desplazamientos
es de casi 22 veces superior el pasivo.
Para materiales granulares, dependiendo de su grado
de compacidad, esta relación puede variar entre 2 y
12 para el caso de materiales granulares en estado
denso, y entre 3 y 30 para estados medios a sueltos.
De acuerdo a la relación obtenida del Gráfico 7, el
material podría considerarse que se encuentra en
páginas: 13 - 27
]
estado medio a suelto, lo cual es perfectamente
válido teniendo en cuenta que se trata de un material cuaternario, que presenta valores típicos de NSPT
entre 5 y 30.
Análisis de resultados: Caso 2
En el Gráfico 8 se puede observar que el programa
RIDO proporciona mayores profundidades de empotramiento que el programa PLAXIS.
En el Gráfico 9 se ve que los resultados de RIDO se
encuentran siempre por debajo de los estados límite
activo y pasivo definidos por Rankine. Por otro lado,
en el caso de PLAXIS, el modelo de Hardening Soil
supera a ambos estados, mientras que el modelo
de Mohr-Coulomb sobrepasa solo al estado límite
de empuje pasivo.
De acuerdo a los resultados del Gráfico 10, se puede observar que los cortantes proporcionados por
PLAXIS son superiores a los de RIDO, siendo estos últimos los más semejantes a los de equilibrio límite.
En cuanto a los momentos flectores mostrados en
el Gráfico 11, aquellos obtenidos por PLAXIS bajo
el modelo de Hardening Soil, son superiores en un
40% aproximadamente a los obtenidos por RIDO
o las teorías de equilibrio límite. Por otra parte, los
resultados entre RIDO y Rankine no presentan diferencias apreciables.
En el Gráfico 12 se observan dos situaciones. En
primer lugar, el programa RIDO entregó los menores desplazamientos horizontales con respecto
a PLAXIS y, en segundo lugar, el modelo de MohrCoulomb es el único que no presentó una curva
de desplazamiento como señalan los antecedentes
teóricos.
Nuevamente, para correlacionar los desplazamientos
horizontales proporcionados por ambos programas,
se aplicaron las distintas relaciones propuestas y, en
este caso, la formulación de Vésic fue la que proporcionó la mejor de ellas (Gráfico 13).
Finalmente, en el Gráfico 14 se observa el valor
de la fuerza del apoyo necesaria para mantener
el equilibrio, siendo la proporcionada por RIDO la
que más se asemeja a la obtenida por las teorías de
equilibrio límite.
[
[ 23
GRÁFICO 1 Profundidad de empotramiento
GRÁFICO 2 Distribución de empujes
GRÁFICO 3 Curva de esfuerzo de corte
GRÁFICO 4 Curva de momentos flectores
GRÁFICO 5 Curva de desplazamientos horizontales
en profundidad
GRÁFICO 6 Curva de desplazamientos horizontales
en profundidad según Bazin & Schmitt
24 ]
]
[
páginas: 13 - 27
GRÁFICO 7 Relación presión-desplazamiento para
pantalla en voladizo
GRÁFICO 8 Profundidad de empotramiento
GRÁFICO 9 Distribución de empujes
GRÁFICO 10 Curvas de esfuerzos de corte
GRÁFICO 11 Curvas de momentos flectores
GRÁFICO 12 Curvas de desplazamientos horizontales
en profundidad
páginas: 13 - 27
]
[
[ 25
GRÁFICO 13 Curvas de desplazamientos horizontales
en profundidad según Vésic
GRÁFICO 14 Valor de la fuerza F del apoyo
Conclusiones
tidad de parámetros del terreno, no siempre fáciles
de estimar o calcular.
Los métodos de equilibrio límite no proporcionaron
información sobre los movimientos de la pantalla,
por lo que no fue posible establecer una comparación entre ellos y los otros modelos utilizados en el
cálculo. Sin embargo, estos métodos entregaron un
valor de referencia para ser contrastados con los métodos basados en elementos finitos y con el método
elastoplástico basado en el espacio de Winkler.
De todas las correlaciones recogidas en el marco
teórico que relacionan KH y E, la de Vésic proporcionó desplazamientos horizontales más semejantes
entre RIDO y PLAXIS, seguida de la formulación
empírica de Bazin & Schmitt. Tanto la correlación
propuesta por Ménard como los datos recogidos
en las distintas etapas de ampliación del metro
de Madrid, no proporcionaron resultados satisfactorios. El ábaco de Chadeisson, que relaciona los
parámetros resistentes de c y Φ con la constante
de balasto horizontal, no se considera dentro de
esta comparación, aunque es relevante mencionar
que presenta diferencias poco importantes entre
los resultados de RIDO y PLAXIS.
El método de Blum permitió utilizar métodos gráficos
muy simples y prácticos, ayudando a resolver cada
uno de los casos presentados por medio de las teorías
de equilibrio límite.
El programa RIDO considera una combinación entre
el modelo de Winkler y las teorías de equilibrio límite,
por lo que incorpora en sus cálculos la constante
de balasto, la cual no ha sido fácil de seleccionar
adecuadamente.
La aplicación del modelo Mohr-Coulomb de PLAXIS
permitió efectuar una primera aproximación del
comportamiento del terreno. Pero si se considera un
modelo de comportamiento no rigidizable (un único
módulo de deformación) se reproduce peor el comportamiento del suelo. En cambio, si se utiliza el modelo de Hardening Soil, que considera la rigidez del
suelo en forma más precisa que el de Mohr-Coulomb
(permite introducir módulos de deformación tanto
en carga como en descarga), reproducen mejor el
problema. A cambio, se requiere de una mayor can-
26 ]
]
El giro de la pantalla en voladizo (-2,57/1000 en RIDO
y -7,90/1000 en PLAXIS) resulta ser opuesto al de los
casos con apoyo (0,14/1000 en RIDO y 0,38/1000 en
PLAXIS), debido a la presencia del puntal. Para que
el giro cambie de sentido, sería necesario disponer
de un apoyo muy flexible
En general, los resultados proporcionados por el
programa RIDO son los que más se asemejan a los
obtenidos a partir de las teorías de equilibrio límite de Rankine. Por esta razón, actualmente para
las diferentes obras de ampliación y construcción
del metro de Madrid y para la remodelación de la
Autopista M-30 de la misma ciudad, el programa
RIDO es el que se emplea para el diseño y control
de movimientos de los muros pantalla.
[
páginas: 13 - 27
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paramètres de calcul des écrans de soutènement
par la méthode aux modules de réaction. Note
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[
[ 27
Correlation of Soils Moisture
Determination Through
Drying in Oven and
Microwaves
Correlación de
Determinación de
Humedad de Suelos por
Medio de Secado en
Horno y en Microondas
Autores
MARÍA SOLEDAD GÓMEZ LORENZINI
Profesor Adjunto
Facultad de Ingeniería - Escuela de Construcción Civil
SERGIO VIDAL ARCOS
Profesor Auxiliar
Facultad de Ingeniería - Escuela de Construcción Civil
10/05/07
Fecha de recepción
01/06/07
[ 28
Resumen
La determinación de la humedad de los
suelos se efectúa por medio de secado
en horno ventilado a 110 ± 5° C, proceso
que tiene una duración mínima de 12
horas. Por ser un proceso lento y que se
utiliza en la determinación de densidades
secas de terreno, donde es necesario dar
resultados en forma inmediata, es que se
ha estudiado la posibilidad de efectuar el
secado del suelo en horno microondas.
Para el estudio se efectuaron determinaciones de humedad de distintos tipos
de suelos y a distintas humedades, obteniendo las mejores correlaciones en
suelos finos.
Asimismo, se pudo concluir que las diferencias en los porcentajes de humedad
resultaron valores inferiores a 2%
Por lo anterior, este método puede ser
una alternativa válida en la determinación de la humedad de los suelos
para el cálculo de las densidades en
terreno.
Palabras clave: humedad,
��
suelos, densidad, microondas.
Abstract
Moisture determination in soils is carried out
by drying in ventilated oven at 110 ± 5° C.
This process takes 12 hours as minimum.
Possibility to carr y out soil dr ying in
microwave has been studied because it is a
slow process and it is used in determination
of dried densities in land, where it is
necessary to get results immediately.
For this survey moisture determinations
in different soils types and at different
moistures, obtaining the best correlations
in fine soils.
Also, it is possible to conclude that
difference in moisture percentages had
as result lower values to 2%.
Consequently, this method can be a
valid alternative in determination of soils
moisture for the calculation of densities
in land.
Key words��: moisture,
��
soils, density, microwave.
páginas: 28 - 34
]
María Soledad Gómez L. - Sergio Vidal A.
[
[ 29
Introducción
En mecánica de suelos la determinación del contenido de humedad de las muestras de suelos es un
proceso lento y no por la complejidad de su determinación, sino por el tiempo que requiere el obtener
resultado del ensayo.
El tiempo mínimo para determinar la masa seca de
una muestra de suelo, por medio de un horno ventilado, es del orden de las 12 horas, y para asegurar
la condición de masa seca, se establece que entre
2 pesadas sucesivas, separadas por un intervalo de
tiempo que generalmente es de una hora, se debe
tener masa constante.
Evidentemente, es un método lento, sobre todo si
se considera que el ensayo de determinación de
contenido de humedad generalmente va asociado
a otros ensayos que tienen mayor relevancia como
por ejemplo la determinación de la densidad máxima compactada seca o la densidad compactada de
terreno.
Exigencias normativas
En Chile existen 2 métodos aceptados para efectuar la determinación del contenido de humedad
en suelos.
El método más utilizado es el indicado en la norma
chilena NCh 1515 - Mecánica de Suelos - Determinación de la Humedad. Este método permite efectuar
la determinación del contenido de humedad por
medio del secado de muestras de suelo en horno
ventilado a 110 ± 5° C, hasta obtener, entre 2 pesadas sucesivas, separadas por una hora de secado,
masa constante.
Generalmente, el secado a masa constante se obtiene en un plazo de tiempo mayor o igual a las 12 horas. Sin embargo, este plazo puede extenderse hasta
llegar a cerca de 24 horas en suelos con altos contenidos de humedad, como por ejemplo arcillas.
Otro método aceptado es el establecido en el Volumen N° 8 - Sección 8.502.1 - Auscultaciones y
Prospecciones - Método nuclear para determinar
30 ]
]
El no contar con resultados de contenido de humedad, porcentaje de humedad, de forma rápida,
puede impedir el emplear métodos de ensayo como
por ejemplo el de la determinación de la densidad
compactada seca en terreno por medio del método
del cono de arena, debido a que en la práctica no
se obtendrían resultados de la densidad compactada
seca hasta el día siguiente de efectuado el ensayo,
producto de la determinación del porcentaje de
humedad, por lo que quedaría como alternativa
el utilizar el método nuclear, método que permite
determinar el porcentaje de humedad y la densidad
seca de suelos in situ.
Por otra parte, este equipo es de un alto costo y regulado por una legislación bastante severa, fundamentalmente en lo referido a transporte y bodegaje.
La American Society for Testing Materials establece
como método alternativo al de secado de muestras
en horno ventilado, efectuar el secado de muestras
empleando un horno microondas, método por el
que se pueden obtener resultados de contenido de
humedad de muestras en pocos minutos.
in situ la humedad de suelos del Manual de Carreteras del Ministerio de Obras Públicas – Dirección
General de Obras Públicas – Dirección de Vialidad
- Especificaciones y métodos de muestreo, ensaye
y control. Este método, por medio del densímetro
nuclear, permite determinar instantáneamente in
situ el contenido de humedad del suelo y por ende
determinar la densidad seca.
Como se puede apreciar, los métodos son utilizados,
el primero principalmente en laboratorio y el segundo en terreno. Sin embargo, si en terreno se utiliza el
método establecido en la NCh 1516 - Mecánica de
suelos - Determinación de la densidad en el terreno
- Método del cono de arena, la determinación del
contenido de humedad de la muestra de suelo debe
efectuarse utilizando el método establecido en la
NCh 1515, por lo que no se podrían obtener resultados hasta al menos 12 horas después de tomada
la muestra, y si se trata de un relleno compactado
por capas, implicaría que el avance de obra sería
del orden de una capa diaria, tiempo excesivo si se
consideran los actuales plazos de ejecución de las
obras.
[
páginas: 28 - 34
Metodología
Para realizar este estudio, se considera analizar 6
tipos distintos de suelos, los que han sido elegidos
según su clasificación, para lo que se utilizó el sistema de clasificación U.S.C.S. (Unified System of
Classification of Soils).
Para la determinación del contenido de humedad se
efectuaron 160 ensayos considerando los métodos
de secado en horno ventilado y en horno microondas.
Cada punto de contenido de humedad corresponde
al promedio de dos determinaciones.
Los suelos estudiados son los siguientes:
Tabla 1 Suelos estudiados
Tipo de Suelo
Clasificación U.S.C.S.
Arcilla
CL
Limo
ML
Arena Arcillosa
SC
Arena Limosa
SM
Grava Arcillosa
GC
Grava Limosa
GM
Análisis de resultados
a) Arcillas
En el Gráfico 1 se muestran los resultados de ensayos
efectuados a suelos arcillosos con índice de plasticidad mayores a 12% y con contenidos de humedad
entre un 9 y un 14%.
En el Gráfico 2 se muestran los resultados de ensayos efectuados a suelos limosos con contenidos de
humedad entre un 9 y un 21%.
Tabla 2 Tamaño de la muestra según NCh 1515
Para el presente estudio, la determinación del contenido de humedad por medio del método del horno
ventilado se efectuó sobre 2 muestras gemelas para
luego determinar el promedio aritmético de ambos
resultados. Las cantidades de suelo utilizado para la
determinación del contenido de humedad se presentan en la Tabla 2.
La determinación del contenido de humedad por medio de horno microondas también se efectuó sobra la
base de 2 muestras gemelas para luego determinar el
promedio aritmético de ambos resultados. Las cantidades de suelo utilizado para la determinación del
contenido de humedad se presentan en la Tabla 3.
]
Para estos efectos se considera masa constante si
entre 2 pesadas sucesivas, separadas por un intervalo
de tres minutos, se obtiene una variación del contenido de humedad menor o igual a 0,1%.
b) Limos
El contenido de humedad, para ambos métodos, se
determina por medio de la siguiente fórmula:
páginas: 28 - 34
Asimismo, se considera determinar el tiempo mínimo de secado para cada tipo de suelo, para esto se
contempla efectuar determinaciones del contenido
de humedad utilizando el método de secado en
horno microondas, variando el tiempo de secado
hasta llegar al instante en que, luego de 2 pesadas
sucesivas se obtiene masa constante.
Tamaño máximo de
partículas, mm
Tamaño mínimo de la
muestra de ensayo, g
50
3.000
25
1.000
12,5
750
5
500
2
100
0,5
10
Tabla 3 Tamaño de la muestra según ASTM D4643
Tamaño máximo de
partículas, mm
Tamaño mínimo de la
muestra de ensayo, g
19
500 – 1.000
4,75
300 - 500
< 2,0
100 - 200
[
[ 31
c) Arena Limosa
f) Gravas Limosas
En el Gráfico 3 se muestran los resultados de ensayos efectuados a arenas limosas con contenidos de
En el Gráfico 6 se muestran los resultados de ensayos efectuados a gravas limosas con contenidos de
d) Arena Arcillosa
g) Determinación de la Humedad
efectuados a arenas arcillosas con índice de plasticidad entre 7 y 16% y con contenidos de humedad
En el Gráfico 7 se presentan los resultados obtenidos
para el total de muestras de contenido de humedad
por intervalos de humedad de un 5%.
e) Grava Arcillosa
En el Gráfico 5, se muestran los resultados de ensayos efectuados a suelos arcillosos con índice de plasticidad entre 6 y 10% y con contenidos de humedad
En el Gráfico 8 se presentan los resultados obtenidos
para el total de muestras.
h) Determinación del tiempo de secado
de determinación de contenidos de humedad en
función del tiempo. Para este análisis se consideran
suelos con contenidos de humedad entre 8 y 16%.
Gráfico 1 Arcillas
Conclusiones
• Según los suelos estudiados, se observa que en
la mayoría de estos se obtienen mayores contenidos de humedad cuando se utiliza el método de
secado en microondas.
• La variación de resultados entre ambos métodos
generalmente es inferior a un 1%.
• La correlación de resultados es más alta en los
suelos más finos; contrariamente, existe menor
Gráfico 2 Limos
32 ]
]
Gráfico 3 Arenas Limosas
[
páginas: 28 - 34
Gráfico 4 Arenas Arcillosas
Gráfico 5 Gravas Arcillosas
Gráfico 6 Gravas Limosas
Gráfico 7 Contenido de humedad por rangos
Gráfico 8 Contenido de humedad para el total de las
muestras
Gráfico 9 Tiempo de secado
páginas: 28 - 34
]
[
[ 33
correlación en suelos granulares, lo que es concordante con lo estipulado en la norma ASTM.
• Se obtiene mayor correlación en suelos arcillosos,
para índices de plasticidad entre 7 y 16%.
mínimo que fluctúa entre 18 y 20 minutos, vale
decir, se obtiene masa constante, esto considerando un microondas de 2.000 W, funcionando
a máxima potencia.
• A mayor humedad de los suelos se obtiene una
mayor dispersión de las humedades, esto puede
ser atribuible a que corresponden a suelos finos.
• En el secado en microondas se llegan a temperaturas de secado mayores a las del hormo ventilado
(110 ± 5° C), se sobrepasan los 150 ºC, llegando
hasta 250 ºC. Por esta razón es posible concluir
que el mayor porcentaje de humedad obtenido
puede ser producto de la calcinación de una parte
del suelo y no producto de la humedad.
• Existe mayor correlación independientemente del
tipo de suelo, para valores de humedad entre 10
y 15%.
• Es necesario efectuar nuevos estudios que consideren distintas potencias de secado de manera de
aminorar el riesgo de calcinación de los suelos.
• Existe buena correlación, r > 0,97, considerando
todas las muestra y humedades, lo que validaría
este método.
Finalmente, para el caso de la determinación de humedades en el control de densidad in situ, se puede
concluir que la variación en el porcentaje de humedad hace variar la densidad seca de un material en
un 2%, por ende puede disminuir el porcentaje de
compactación hasta en un 2%, por lo que al adoptar
este método se estaría haciendo más exigente el
criterio de aceptación de la compactación.
• En suelos del tipo gravas limosas se tiene que la variación entre ambos métodos es inferior al 0,5%.
• Si se tienen resultados de contenidos de humedad
mayores a un 10%, la variación entre los resultados obtenidos por ambos métodos es inferior a
un 10%, siendo siempre mayor el obtenido por
el método de secado en microondas.
• Para suelos con contenidos de humedad entre
un 8 y un 16%, se requiere un tiempo de secado
Bibliografía
NCh 1515 - Mecánica de suelos - Determinación de
la humedad.
NCh 1516 - Mecánica de suelos - Determinación de la
densidad en el terreno - Método del cono de arena
NCh1517/1 - Mecánica de suelos - Límites de consistencia - Parte 1: Determinación del límite líquido.
Por lo anterior, este método puede ser una alternativa válida en la determinación de la humedad de los
suelos para el cálculo de las densidades en terreno.
Manual de Carreteras - Volumen N° 8 - Especificaciones y métodos de muestreo, ensaye y control - Sección 8.102.1 - Método para determinar la
granulometría - Diciembre 2003.
Manual de Carreteras - Volumen N° 8 - Especificaciones y métodos de muestreo, ensaye y control
- Sección 8.502.1 - Auscultaciones y prospecciones
- Método nuclear para determinar in situ la humedad
de suelos - Diciembre 2003.
NCh1517/2 - Mecánica de suelos - Límites de consistencia - Parte 2: Determinación del límite plástico
ASTM D 4643-00 - Test method for determination
of water (moisture) content of soil by the microwave
oven heating.
NCh 1534/2 - Mecánica de suelos - Relaciones humedad/densidad - Parte 2: Métodos de compactación
con pisón de 4,5 kg y 460 mm de caída
ASTM D 2216-98 - Test method for laboratory determination of water (moisture) content of soil and
rock by mass.
34 ]
]
[
páginas: 28 - 34
Investments Analysis in
Highways Using Software
HDM-4
Análisis de Inversiones
en Carreteras Utilizando
Software HDM-4
Autores
MAURICIO PRADENA MIQUEL
Académico Departamento de Ingeniería Civil.
Universidad de Concepción.
JOHN POSADA HENAO
Académico Escuela de Ingeniería Civil
Universidad Nacional de Colombia.
04/06/07
Fecha de recepción
25/06/07
[ 35
Resumen
El análisis de inversiones en carreteras requiere determinar los costos y beneficios
en el ciclo de vida del camino para lo cual
es necesario modelar el comportamiento
del pavimento tomando en cuenta la
relación existente entre la calidad de
rodadura y los costos de los usuarios,
los costos de conservación, construcción,
y el valor residual de la vía. El Modelo
de Desarrollo y Gestión de Carreteras
HDM-4 permite realizar lo anterior y ha
alcanzado gran aceptación por parte
de agencias viales e instituciones de in-
vestigación en todo el mundo, siendo
utilizado en más de cien países.
En este artículo se revisa el concepto de
análisis de ciclo de vida, los antecedentes
y desarrollo del modelo, sus principales
características, modelos internos, la importancia del IRI en la evaluación de HDM4, para finalmente mostrar una aplicación
a un proyecto en Colombia indicándose
su bondad y las posibles decisiones que se
pueden tomar a través de los resultados
entregados por el modelo.
Palabras clave: pavimento,
��
HDM-4, IRI.
Abstract
The investments analysis in highways
requires to determine the costs and
benefits in the life cycle of the road. For
this it is necessary to model the behavior on
the pavement considering the relationship
between the quality of tread and the
costs of the users, the conservation costs,
construction costs, and the residual value
of the road. The Highway Development
and Management System HDM-4 permits
to make that analysis and it has reached
great acceptance by the highway agencies
and investigation institutions around the
world. This model is used in more than
hundred countries.
This article checks the concept of cycle
analysis of life, the antecedent and
development of the model, their principal
charac teristic, internal models, the
importance of the IRI in the evaluation
of HDM-4, to finally show an application
on a Colombian project indicating its
feasibility and the possible decisions that
can be taken according to the results
delivered by the model.
pavement, HDM-4, IRI.
36 ]
]
Mauricio Pradena M. - John Posada H.
[
páginas: 35 - 47
1. Introducción
El análisis de inversiones en carreteras requiere determinar los costos y beneficios en el ciclo de vida
del camino para lo cual es necesario modelar el
comportamiento del pavimento tomando en cuenta
la relación existente entre la calidad de rodadura
y los costos de los usuarios, los costos de conservación, construcción, y el valor residual de la vía.
Los modelos HDM permiten realizar lo anterior y se
han utilizado ampliamente en diversos países. Estos
han sido fundamentales para justificar los cada vez
mayores presupuestos de inversión, conservación y
rehabilitación de carreteras en muchos de ellos. Los
modelos se han utilizado para investigar la viabilidad
económica de proyectos en más de cien países y para
optimizar los beneficios económicos de usuarios de
carreteras bajo diferentes niveles de gastos.
En particular el Modelo de Estándares de Conservación
y Diseño de Carreteras (Highway Design and Maintenance Standards Model) HDM-III, desarrollado por el
Banco Mundial, se viene usando desde hace más de
dos décadas para combinar la evaluación técnica y económica de proyectos, preparar programas de inversión
y analizar estrategias de redes de carreteras.
El Estudio Internacional del Desarrollo y Gestión de
Carreteras (International Study of Highway Deve-
2. Desarrollo
2.1 Desarrollo del modelo HDM
En 1968 el Banco Mundial originó un Estudio de Diseño
de Carreteras en conjunto con el Laboratorio de Transporte e Investigación de Carreteras de Gran Bretaña
(Transport and Road Research Laboratory) TRRL y el
Laboratorio Central Francés de Puentes y Carreteras
(Laboratoire Central des Ponts et Chaussées) LCPC.
Posteriormente el Instituto Tecnológico de Massachussets (Massachusetts Institute of Technology) MIT desarrolló, por encargo del Banco Mundial, la construcción
de un modelo conceptual denominado Modelo de
Costos de Carreteras (Highway Cost Model) HCM, este
se considera como la primera versión de HDM.
En la primera mitad de la década de los setenta, el
TRRL produjo el Modelo de Inversión en Transporte
páginas: 35 - 47
]
lopment and Management) ISOHDM fue realizado
para ampliar el ámbito del modelo HDM-III y para
armonizar los sistemas de gestión de carreteras
con herramientas de software adaptables que se
acercaran a las necesidades de las agencias viales.
El estudio ISOHDM se desarrolló bajo los auspicios
de importantes instituciones internacionales además
de contar con el apoyo de gobiernos nacionales y
de otras organizaciones pudiéndose mencionar el
Departamento para el Desarrollo Internacional del
Reino Unido, el Banco Mundial, el Banco Asiático de
Desarrollo, y la Administración Nacional de Caminos
de Suecia. Contribuyeron la Administración Nacional
de Caminos de Finlandia, los gobiernos de Malasia,
Francia, Sudáfrica y Japón, y la Federación Interamericana de Productores de Cemento. El estudio estuvo
coordinado por la Asociación Mundial de Carreteras
y la Universidad de Birmingham.
Esto dio como principal resultado la Herramienta de
Desarrollo y Gestión de Carreteras (Highway Development and Management Tool) HDM-4. El ámbito
de HDM-4 se amplió considerablemente, superando
las evaluaciones tradicionales de los proyectos, para
proporcionar un potente sistema para el análisis de
la gestión de carreteras y de las alternativas de inversión. El énfasis se situó en clasificar y aplicar los
conocimientos existentes, más que en emprender
nuevos y largos estudios empíricos, aun cuando se
recogieron datos de forma limitada.
de Carretera (Road Transport Investment Model)
RTIM, para países en desarrollo. A partir de 1976, el
Banco Mundial financió nuevos desarrollos del HCM
en el MIT, los que finalmente produjeron en 1979 el
Modelo de Estándares de Diseño y Conservación de
Carreteras (Highway Design and Maintenance Standards Model) HDM. Entre los especialistas es común
hacer referencia a esta versión, como HDM-II.
Estudios realizados en el Caribe, entre otros fueron
utilizados por TRRL para generar RTIM 2 (1982). Por
su parte el Banco Mundial utilizó estudios realizados en distintas partes del mundo para desarrollar
HDM-III (1987). Se siguieron desarrollando ambos
modelos y TRRL produjo RTIM 3 en 1993 para ofrecer
una versión del software más amigable, en forma de
hoja de cálculo. En 1994, el Banco Mundial produjo
dos versiones más de HDM-III, a saber, HDM-Q que
incorporaba los efectos de la congestión de tráfico
[
[ 37
y HDM Manager que proporcionaba una interfaz de
usuario basada en menús con la cual se trataba de
facilitar el uso de HDM-III.
A mediados de los noventa, se hizo evidente la necesidad de nuevos esfuerzos orientados a la modernización del modelo, a fin de incorporar herramientas
informáticas modernas, aumentar sus posibilidades
de análisis, incorporar los resultados de diversas investigaciones realizadas en varios países, considerar
el análisis de pavimentos rígidos. En el caso de los
costos de operación de vehículos, se reconocía que
la tecnología de estos había mejorado mucho desde
1980, por lo cual los costos típicos de operación podrían ser bastante menores que los obtenidos en las
predicciones de HDM-III. Por otra parte, aunque el
modelo se había utilizado principalmente en países en
desarrollo, se identificó un uso significativo por parte
de naciones industrializadas, lo cual se tradujo en la
necesidad de incorporar nuevos submodelos para
analizar los efectos del congestionamiento vehicular y
de los climas fríos, un mayor número de tipos de pavimento, y aspectos de seguridad y medio ambiente.
De esta manera, en 1997 se inició el Estudio Internacional del Desarrollo y Gestión de Carreteras
(International Study of Highway Development and
Management) ISOHDM. Como principal resultado
del mismo, el año 2000 se anunció la terminación
del modelo HDM-4. Aunque se conservaron las siglas para identificar a las ediciones previas, el nuevo
producto fue denominado Sistema de Gestión y
Desarrollo de Carreteras (Highway Development
and Management System), tomando el nombre del
estudio que le dio origen.
2.2.1 Análisis de ciclo de vida
El modelo HDM-4 es una herramienta de apoyo a
la gestión de carreteras y caminos que permite a
través de un software la evaluación de alternativas
relacionadas con la inversión en proyectos de carreteras y caminos; evaluación que puede ser técnica
y/o económica.
El marco analítico de HDM-4 se basa en el concepto
del análisis del ciclo de vida de un camino. Es decir
HDM-4 simula las condiciones del camino durante el
ciclo de vida y los costos asociados a tales condiciones (básicamente costos de construcción, conservación y usuarios) para un período de análisis dentro
de un escenario de circunstancias especificado por
el usuario del software, este período suele ser de
15 a 30 años.
De acuerdo a esto el modelo es capaz de predecir las
cargas de tráfico, los efectos de las obras de mantenimiento, el deterioro del pavimento, los efectos para
usuarios del camino, y los efectos socioeconómicos
y medioambientales.
Una vez construidos, los caminos se deterioran como
consecuencia de diversos factores como cargas de
tráfico, acciones medioambientales y efectos de sistemas de drenaje inadecuados. La tasa de deterioro
está directamente relacionada con los estándares de
conservación aplicados para permitir que el pavimento soporte el tráfico para el que ha sido diseñado.
Considerando esto las condiciones del pavimento dependen de los estándares de conservación aplicados
como se representa en la Figura 1 en términos de la
FIGURA 1
Concepto del análisis del
ciclo de vida en HDM-4
(Odoki et al., 2000)
38 ]
]
[
páginas: 35 - 47
calidad de rodadura, la cual es representada generalmente por el Índice de Regularidad Internacional
IRI. Cuando se define un estándar de conservación,
se impone un límite al nivel de deterioro al que se
permite que llegue el pavimento.
Como consecuencia de lo anterior los costos de conservación y los costos de los usuarios (básicamente
operación de vehículos y tiempo de viaje) dependerán
de los estándares de conservación aplicados. Estos
costos se determinan, principalmente, prediciendo
cantidades físicas de consumo de recursos y multiplicando esas cantidades por sus costos unitarios.
Los beneficios económicos de las inversiones en carreteras se determinan luego comparando los flujos
totales de costos para las distintas alternativas de
construcción y mantenimiento con una situación
base o sin proyecto que normalmente representa
el estándar mínimo de conservación rutinario. La
bondad de los proyectos se determina por medio
de indicadores económicos, en particular del cálculo del valor actual neto (VAN) y la tasa interna de
retorno (TIR).
En la Figura 2 se representa el análisis de ciclo de vida
realizado por HDM-4. Se puede notar que también
se pueden incluir en el análisis los efectos sociales
y ambientales.
2.2.2 Descripción del modelo
La estructura general del modelo HDM-4 se presenta
en la Figura 3.
Para su funcionamiento el modelo requiere de información sobre las características de las carreteras
a analizar, las características de los vehículos que
operan en la red, los estándares de conservación que
serán aplicados en los distintos tramos de carretera, y
los datos predefinidos que se utilizarán en el análisis.
Todo esto incluido como información en una unidad
gestora de datos que posee cuatro componentes,
red de carreteras, parque de vehículos, trabajos, y
configuración de HDM respectivamente.
El modelo cuenta con tres herramientas de análisis
que tienen como propósito evaluar proyectos, programas y estrategias de conservación y mejoramiento
de carreteras. Estas tres basan su análisis en el ciclo
de vida del camino.
páginas: 35 - 47
]
El Análisis de proyecto se refiere a la evaluación de alternativas de inversión. En efecto, analiza un tramo o
conjunto de tramos de caminos con los tratamientos
seleccionados por el usuario. El sistema compara las
alternativas empleando indicadores de rentabilidad
económica (VAN y TIR), los cuales obtiene a partir de
los costos y beneficios anuales proyectados de cada
alternativa a lo largo del período de análisis.
El análisis de programa consiste básicamente en
jerarquizar una lista de proyectos candidatos de
acuerdo con su nivel de rentabilidad y efecto en el
estado de la vía, a fin de obtener un programa de
obras de uno o más años bajo restricciones presupuestarias definidas.
Por último, el análisis de estrategia tiene como propósito evaluar políticas de largo plazo para la conservación y mejoramiento de una red de carreteras.
Entre las componentes de la Figura 3 se aprecian tres
grupos de modelos correspondientes a los modelos
internos del sistema, estos son:
1. RDWE: Efecto del deterioro y los trabajos en el
camino.
2. RUE: Efecto del camino sobre los usuarios.
3. SEE: Efectos sociales y ambientales.
Los modelos de deterioro, y efectos de las obras (Road
Deterioration and Works Effects) RDWE, permiten
predecir, para un periodo de análisis definido por el
usuario, la evolución del estado físico de los caminos en función de las solicitaciones impuestas por el
tránsito, las condiciones climatológicas, y el tipo de
pavimento; asimismo, los modelos estiman los efectos
en el estado del camino de las obras de conservación
y mejoramiento más usuales. Los principales deterioros modelados son agrietamiento, pérdida de áridos,
ahuellamiento, regularidad, baches, fallas de borde,
textura superficial y resistencia al deslizamiento.
Respecto de HDM-III, el modelo HDM-4 cubre un
rango más amplio de tipos de pavimentos asfálticos
e introduce los pavimentos de hormigón. Por otra
parte, se cambian, desagregan y se introducen nuevas
formas de deterioro como fallas de borde, textura
superficial y resistencia al deslizamiento. Se aumentan
los factores de calibración de 7 en HDM-III a 21 en
HDM-4. Esto último si bien hace más flexibles los modelos, puede crear dificultades para su calibración y
puede producir errores agregados en la predicción.
[
[ 39
FIGURA 2
Análisis de ciclo de vida
usando HDM-4
(Kerali, 2000)
40 ]
]
[
páginas: 35 - 47
FIGURA 3
Estructura del modelo
HDM 4 (Odoki et al,
2000)
Los modelos de efectos del camino sobre los usuarios
(Road User Effects) RUE, son utilizados para calcular
los efectos del estado físico y las condiciones de operación de las carreteras sobre los usuarios de las mismas, en términos de indicadores como los costos de
operación vehicular (VOC), los costos por tiempo de
viaje y los costos de accidentabilidad. De esta manera
entonces, se emplean para obtener los beneficios
derivados de las inversiones en proyectos carreteros.
En el caso de los costos operación, la estimación que
realiza HDM-4 es menor que la de HDM-III para un
mismo nivel de IRI. Esto tiene como efecto una menor
rentabilidad de los proyectos viales.
Finalmente los modelos de efectos sociales y ambientales (Social and Environmental Effects) SEE, están
conformados por dos tipos de análisis, el balance
energético y el balance de emisiones de vehículos,
los cuales permiten hacer una evaluación de los
impactos sociales y ambientales.
Por otra parte, HDM-4 permite interactuar con sistemas externos como bases de datos con información
de redes de carreteras o sistemas de gestión de
pavimentos a través de archivos de importación y/o
exportación.
páginas: 35 - 47
]
Es necesario considerar que el modelo HDM-4 no
realiza ni verifica diseños de pavimentos, correcta
construcción de camino, calidad de los materiales,
ni la correcta ejecución de las acciones de conservación. Consecuentemente el modelo asume que
tanto los diseños de pavimentos, la construcción,
los materiales, como las acciones que se apliquen en
determinadas condiciones son técnicamente factibles
y se realizan correctamente.
Los modelos de HDM-4 permiten entonces realizar
un análisis de ciclo de vida del camino, en efecto,
los modelos simulan año a año, las condiciones del
camino y los recursos utilizados para la conservación
con cada estándar de trabajo definido, así como las
velocidades de los vehículos y los recursos físicos consumidos por la operación de ellos. Una vez estimadas
las cantidades físicas necesarias para la construcción,
mantenimiento y operación de los vehículos, se aplican los costos unitarios, especificados por el usuario
del software, para determinar los costos financieros
y económicos. Luego se realiza el cálculo de los
beneficios relativos de las diferentes alternativas,
seguido del cálculo del Valor Actual Neto (VAN) y la
Tasa Interna de Retorno (TIR) como indicadores de
las bondades de cada proyecto.
[
[ 41
2.3. Importancia del IRI en la
metodología de análisis del HDM-4
de otros deterioros en el IRI como se aprecia en
Figura 4.
La irregularidad del pavimento, expresada en términos del Índice de Regularidad Internacional IRI
constituye un elemento central en el uso del HDM-4
para evaluar inversiones en proyectos carreteros.
Por otra parte el IRI es el parámetro más influyente en
la evaluación que realizan los usuarios de un camino.
La correlación entre el IRI y los costos de operación
vehicular representa una de las premisas más importantes en las que se fundamenta la metodología de
análisis de HDM en general y del HDM-4 en particular.
Esta correlación plasmada en el conjunto de modelos
RUE simplifica considerablemente el análisis de los
efectos de la condición del pavimento sobre los vehículos de los usuarios al expresar esta en términos
de un solo indicador, y explica por qué el fin último
de los modelos RDWE consiste en evaluar el impacto
de los distintos modos de deterioro en el IRI.
En efecto, el Índice de Regularidad Internacional
IRI, además de ser una medida objetiva de la irregularidad del pavimento, constituye un indicador
de su condición global, ya que en él inciden otros
deterioros del pavimento. De hecho el procedimiento para la predicción del IRI en el HDM-4
consiste básicamente en estimar en cada año
del periodo de análisis considerado, los efectos
FIGURA 4 Interacción entre tipos de deterioros en HDM-4
(Odoki et al., 2000)
3. Ejemplo de aplicación
El ejemplo mostrado corresponde a la aplicación del
modelo en el concepto “Análisis de Proyecto”. Este
consiste en identificar la viabilidad para mejoramiento, tipo rectificación de trazado y pavimentación, de
una carretera actualmente en ripio considerando
evaluación en términos económicos.
3.1 Descripción
El ejemplo en análisis consiste en determinar la
factibilidad para el mejoramiento de una carretera
que consiste en la rectificación, ampliación y pavimentación, debido a que tiene una calzada estrecha
y superficie de rodadura en ripio, en mal estado;
asimismo identificar el mantenimiento posterior
requerido para preservar su buen estado.
42 ]
]
Con el mejoramiento previsto se busca mejorar las
condiciones de circulación de los usuarios y la calidad
de vida de estos mismos y los habitantes de poblados
cercanos que se verían beneficiados; se permite la
disminución de los tiempos de viaje y de los costos
de operación vehicular ya que se puede aumentar la
velocidad de circulación, el desgaste en los vehículos
será menor por contar con una superficie en buenas
condiciones.
Los costos de inversión imputables al proyecto son
aquellos derivados de la mejora y mantenimiento
para tener la vía en buenas condiciones, y los beneficios son los ahorros en los costos de usuario (operación vehicular y tiempo de viaje). El cálculo de los
costos de inversión se realiza a precios financieros o
de mercado, posteriormente se obtienen los costos
en precios económicos (sombra o sociales) afectando
[
páginas: 35 - 47
3.2 Caracterización de la vía actual y
tráfico vehicular
a los primeros por factores de corrección; de igual
manera se procede con los insumos para la identificación de los costos de usuario. Con estos costos
en precios económicos se obtienen los indicadores
bajo el concepto de evaluación económica, que es
la contemplada en este ejemplo.
La carretera, en estudio, inicialmente en ripio tiene
una longitud total de 55,42 km, calzada con 4 m de
ancho sin bermas, la cual se ha dividido en 5 (cinco)
tramos o sectores de acuerdo con sus características
geométricas y topográficas, y las de la superficie de
rodadura. Esta vía corresponde a un camino de ripio
ubicado en Colombia con características geométricas
y geográficas típicas de la red terciaria de ese país.
La evaluación se realiza para un período de 20 años
a partir del año 2007 (precios del mismo año en dólares americanos), considerando que la rehabilitación
se realiza en los años 2008 y 2009. Los indicadores
económicos contemplados son el Valor Actual Neto
o Valor Presente Neto (VPN) y la Tasa Interna de
Retorno (TIR); estableciendo una alternativa básica
de comparación que permita determinar la bondad
de las mejoras propuestas.
Cada uno de estos tramos y sus características más
importantes son las que se muestran en la Tabla 1.
La carretera tiene un Tránsito Promedio Diario de
100 vehículos/día, para el año 2007, y su composición vehicular (invariable en el tiempo) es la que se
muestra en la Tabla 2.
TABLA 1 Sectorización y características de la carretera (elaboración propia)
Variable/Tramo
1
2
3
4
5
Longitud (km)
15,3
13,6
6,8
13,6
6,12
Subidas +
Bajadas (m/km)
50,77
97,20
34,78
32,11
39,10
Subidas +
Bajadas (#/km)
9,80
9,34
9,71
8,97
9,64
Curvatura (º/km)
821,76
752,36
447,22
554,58
555,75
Altitud promedio
(msnm)
991,08
755,04
594,38
325,23
114,18
Superficie actual
Grava Volcánica
Espesor de grava
(mm)
330
270
150
240
200
IRI (m/km)
(supuesto)
16
16
16
16
16
Tipo de
subrasante
Arcilla limosa, humedad alta y consistencia blanda
CBR (%)
2,5
TABLA 2 Composición vehicular en la carretera (elaboración propia)
AÑO
TPDA
2007
100
Composición (%)
L
B
C2P
C2G
C3
C4
C5
> C5
Total
47
8
10
30
5
0
0
0
100
L: Vehículo liviano
páginas: 35 - 47
]
[
[ 43
El crecimiento anual del tráfico vehicular se estima
del 2% durante el período de estudio; por efecto
del mejoramiento de la carretera se considera tráfico
generado y desarrollado estimado en 10% del tráfico
normal para cada año durante el mismo período.
3.3 Alternativa de mejora
Se contempla la rectificación geométrica de algunos
sectores, esto no altera la longitud total del proyecto
ni la de cada uno de los tramos de vía definidos anteriormente, de igual manera la ampliación permite
tener una sección vial compuesta por 6,0 m de calzada
y bermas de 0,5 m a cada lado, así se tienen dos carriles suficientes para atender la demanda de tráfico.
La pavimentación se logra con una capa de hormigón, que cumple la función de rodadura, sobre una
base granular adecuada colocada sobre la superficie
existente. La capa de hormigón tiene las siguientes
características en toda la extensión del proyecto:
para el dueño del proyecto y los usuarios. Así, es
fundamental plantear diversas alternativas y definir
cuál de ellas es la básica o de comparación. A continuación se describen las alternativas a evaluar, las
cuales fueron seleccionadas de entre varias estudiadas y analizadas previamente.
Alternativa 0 (Base): esta es definida como básica
o de comparación. Se plantea el no realizar intervención en la carretera excepto la ejecución de mantenimiento que permita tener en condiciones adecuadas
de circulación la carretera durante el período de
estudio. Así la vía mantiene su condición de rodadura en ripio, el mantenimiento propuesto consta del
rutinario, bacheo reponiendo el 80% del material
perdido, nivelación cada tres años y colocación de
capa de ripio cuando el espesor de este sea inferior
a 15 cm, logrando un espesor total de 20 cm.
El sistema propuesto busca reducir el tiempo que se
pueda presentar por los trabajos de mantenimiento
en comparación con otro tipo de superficies, además se tiene otra ventaja adicional al eliminar el
hidroplaneo.
Alternativa 1 (Pavimentar): se plantea el mejoramiento de la carretera con la ampliación y pavimentación colocando una capa en hormigón, tal como se
explicó anteriormente. Posterior a esta intervención
se programa mantenimiento rutinario todos los años
y el sello de juntas cada 9 años con el fin de recuperar
y mantener la integridad y estanquidad de las juntas.
Debido al mejor estado de la carretera se considera
en esta alternativa un valor de salvamento al final
de período de análisis correspondiente al 30% del
valor inicial de inversión. Un mantenimiento típico
en este tipo de pavimento es el fresado o cepillado
con el fin de eliminar el escalonamiento entre losas,
este tipo de actividad no se programó debido a que
este deterioro no supera los 2 mm, por lo que se
considera innecesario.
3.4 Modelación
3.4.2 Costos
El proceso de evaluación con el HDM-4 requiere
definir las condiciones de vía y las características
y condiciones bajo las cuales se efectúan las intervenciones en ella, se deben plantear así diferentes
alternativas según las necesidades del medio y los
deseos del evaluador. Se presentan a continuación las
alternativas y costos considerados en el análisis.
Mejoramiento: Los costos en precios financieros se
obtienen al cuantificar cantidad de obra y precios
unitarios. La obtención de los costos en precios
económicos se logra con el uso de los factores de
corrección. En la Tabla 3 se presentan los costos
obtenidos para cada uno de los tramos en los que
fue dividida la carretera.
3.4.1 Alternativas
Mantenimiento: Para las actividades de mantenimiento necesarias en la evaluación los costos unitarios se presentan en la Tabla 4.
Espesor de losa = 170 mm
Módulo de rotura = 4,5 Mpa
Módulo E = 27000 Mpa
Longitud de losa = 3,5 m
Pasadores de carga (Dovelas) = ∅7/8“ (22 mm)
Espesor base granular = 200 mm
Módulo de base = 210 MPa
Al realizar la evaluación de proyectos se deben plantear alternativas que permitan ser evaluadas en
forma independiente y luego ser comparadas entre
ellas, buscando la que mejores condiciones presente
44 ]
]
Insumos para vehículos: Los insumos para los vehículos tienen los precios que se presentan en la Tabla 5.
[
páginas: 35 - 47
TABLA 3 Costos del mejoramiento para cada tramo en
la carretera. US$ del 2007 (elaboración propia)
Tramo
Longitud
(km)
1
TABLA 4 Costos de mantenimiento. US$ del 2007
(elaboración propia)
Costo mejoramiento
(US$/km)
Actividad
Unidad
Precio
financiero
Precio
económico
Precio
Financiero
Precio
Económico
Nivelación
km
34,60
28,10
15,3
645.750
519.400
Bacheo
m3
17,75
12,65
2
13,6
741.400
596.800
Capa de ripio
m3
13,70
11,30
3
6,8
539.500
431.500
4
13,6
581.850
467.400
Sello de juntas
m
4,13
3,10
5
6,12
598.450
481.950
Rutinario
km-año
3.682,00
2.761,50
TABLA 5 Precios económicos en US$ del 2007 de insumos para vehículos
(elaboración propia)
Ítem
Unidad
Liviano
Bus
C2P
C2G
C3
Vehículo nuevo
un
14.900
127.000
17.300
35.100
79.300
Neumático repuesto
un
50,4
305,3
99,5
154,1
305,3
Combustible
lt
Aceite lubricante
lt
2,86
2,86
Mantenimiento
h
Tripulación
h
0,0
Ocupantes
h
1,0
Interés anual
%
0,604
6,06
6,06
4,49
2,0
1,0
0,0
8
Simultáneamente a la modelación se realiza sensibilidad de resultados modificando el TPDA, en incrementos de 100, de esta manera es posible identificar
la viabilidad de mejorar caminos en ripio (con las
condiciones indicadas) según el TPDA.
3.5 Resultados
Al utilizar el modelo HDM-4 para la evaluación del
proyecto se obtienen muchos tipos de resultados,
se consideran en este artículo los relacionados con
el estado de la vía (representado por el Índice de
Regularidad Internacional – IRI), el mantenimiento
requerido y los indicadores económicos para cada
alternativa según las condiciones de estado de vía.
Estado de vía: En la Figura 5 se muestra esquemáticamente la evolución del IRI para la carretera según
las condiciones de cada alternativa, y con la variación
del TPDA indicada anteriormente.
páginas: 35 - 47
2,86
]
Puede observarse que el IRI es prácticamente invariable en relación con el TPDA para los casos
estudiados.
Actividades de mantenimiento: las actividades
necesarias en cada alternativa son:
Alternativa 0 (Base): Independiente al TPDA el
mantenimiento requerido consiste en rutinario y
bacheo todos los años, y aplicación de sobrecapa
de grava así:
Tramo
Tramo
Tramo
Tramo
Tramo
1
2
3
4
5
:año 2024
:años 2013 a 2026
:años 2007, 2012, 2017 y 2022
:años 2019 y 2025
:años 2011, 2016, 2021 y 2026
Alternativa 1 (Pavimentar): en este caso el mantenimiento es igual en todos los tramos y consiste en
[
[ 45
FIGURA 5 Regularidad de la carretera (ponderada por longitud de tramos)
TMDA = 100
TMDA = 200
TMDA = 300
TMDA = 400
FIGURA 6 Variación de VPN con el TPDA
FIGURA 7 Variación de TIR con el TPDA
el mantenimiento rutinario todos los años y realizar
sello de juntas en los años 2017 y 2026.
Indicadores económicos: En este sentido se muestran en las Figuras 6 y 7 el comportamiento del VPN
(para varias tasas de descuento) y de la TIR acorde a
las variaciones del TPDA.
Costos de inversión y de usuario: En cuanto al total
de inversión se puede decir que la alternativa Base requiere una menor cuantía pero las intervenciones son
más regulares en el tiempo haciendo que las molestias
al tráfico sean mayores, así como los costos de usuario
(operación vehicular y tiempo de viaje) debido a que
el estado de la carretera es de menores condiciones.
46 ]
]
Con las anteriores Figuras puede identificarse la
bondad económica del proyecto para diferentes
escenarios del TPDA, es claro que para el caso del
TPDA = 100 el proyecto no es rentable en ningún
caso de consideración de tasa de descuento.
[
páginas: 35 - 47
La condición de equilibrio (VPN = 0) se logra para
niveles de TPDA cercanos a 225, 275 y 325, respec-
tivamente, para los casos de tasas de actualización
del 8, 10 y 12%.
4. Conclusiones y comentarios
esto es debido fundamentalmente a dos hechos
importantes:
El Modelo de Desarrollo y Gestión de Carreteras
HDM-4 permite realizar un análisis técnico económico considerando el ciclo de vida del camino, determinando los costos y beneficios en este período, para lo
cual modela el comportamiento del pavimento bajo
determinadas acciones de conservación.
• Los altos costos de inversión inicial, a pesar de
los menores costos de inversión posterior por
mantenimiento.
El IRI es fundamental en la metodología de HDM-4
debido a que es un indicador de la condición global
del camino y a que es el parámetro más influyente
en los usuarios, por lo que el modelo determina para
el cálculo del IRI como inciden los otros deterioros
en este y relaciona el IRI con los costos de operación
vehicular.
Respecto del ejemplo de aplicación, los resultados
obtenidos permiten identificar ventajas económicas
derivadas del mejoramiento de la carretera, ya que
se puede aumentar la velocidad de recorrido de los
vehículos generando un ahorro importante de tiempo de viaje, además las condiciones de circulación
mejoran incrementando el nivel y calidad de vida de
los usuarios en la carretera, ya que se tiene mayor
seguridad, comodidad y economía, redundando en la
disminución de los costos de operación vehicular, con
lo que los costos de transporte también disminuirán.
Estas ventajas al ser cuantificadas no son suficientes
para compensar la inversión que se debería hacer,
Bibliografía
1.Asociación Técnica de Carreteras. Curso sobre Programación y Evaluación de Inversiones en Redes
de Carreteras con el Modelo HDM-4 (Memorias).
Asociación Técnica de Carreteras de España, Banco
Mundial, Asociación Mundial de Carreteras, 2001.
Sevilla.
páginas: 35 - 47
]
• El bajo volumen vehicular esperado en la carretera,
que hace que los ahorros percibidos no sean de
gran magnitud.
A medida que se aumenta el TPDA las condiciones
económicas se hacen más favorables al proyecto, lo
cual permite confirmar lo expuesto anteriormente.
Para todos los casos del TPDA existen otros beneficios que ayudan a la toma de decisiones y que son
de difícil valoración como son la mejora de terrenos
aledaños, mayores posibilidades de comercio, incentivos para la mayor producción de la zona tanto de
productos tradicionales como nuevos; pudiéndose
así tener más probabilidades de desarrollo y mejor
calidad de vida.
Deben siempre considerarse las condiciones locales
de ubicación del proyecto para una correcta simulación de las emisiones de contaminantes, teniendo
presente condiciones ambientales como clima, humedad, altitud, etc., las cuales inciden en el comportamiento de los pavimentos y el desgaste de
los vehículos, aspectos sobre los cuales también se
pueden abordar investigaciones.
2.Posada Henao, John Jairo. Conceptos sobre el Modelo HDM-III. Universidad Nacional de Colombia - Sede
Medellín - Facultad de Minas, 1999. Medellín.
3.Posada Henao, John Jairo. Evaluación de proyectos
de inversión en carreteras con el HDM-4. ISBN 958
8256 16 X. Universidad Nacional de Colombia - Sede
Medellín - Facultad de Minas, 2006. Medellín
��
4.World Road Association. The Highway Development
and Management Series, Volume One a Volume Five.
World Road Association, 2000. Francia.
[
[ 47
Overview of Snow
Avalanches in Chile: Effects
and How They Are Controlled
Las Avalanchas en Chile:
Efectos y Sistemas de
Control
Autores
LUIS RAMÍREZ C.
Asesor Operación Invierno Anglo American Chile, División Los Bronces
JOSÉ PEDRO MERY G.
Académico
03/04/07
Fecha de recepción
23/04/07
[ 48
Resumen
Las avalanchas de nieve forman parte de
los frecuentes riesgos naturales en áreas
de montaña que pueden producir devastadores efectos sobre el medio ambiente
y su antropización. Este artículo presenta una síntesis general de los riesgos y
efectos causados por este fenómeno,
y los sistemas de control normalmente
utilizados en el mundo y en Chile. En
particular, se aborda el estado del arte
de estos sistemas en la cordillera central
de nuestro país (IV a VI Región), donde
algunas empresas del sector productivo
mantienen un sistemático y planificado
control sobre este tipo de deslizamientos. En su carácter de visión general,
el trabajo no aborda la fenomenología
y reología que gobiernan el comportamiento mecánico, los mecanismos
de fractura, el desencadenamiento y
movilización del manto de nieve como
tampoco las variables geomorfológicas
y ambientales que controlan la precipitación nival, la metamorfosis de los
cristales o su transporte y depositación
eólica, entre otros.
Palabras clave: nieve,
��
avalanchas, control de avalanchas.
Abstract
S n ow ava l a n c h e s a re a m o n g s t t h e
most frequent and destructive natural
hazards they occur in mountainous
areas. The damage they cause to the
environment and its anthropisation is
often devastating. This paper focuses
on a brief overview about the risks and
effects caused by this phenomenon and
the widespread systems normally used
in Chile and around the world to control
and to give protection against them. In
particular there is commented the control
systems state of the art that is observed
in the chilean central Andes (from IV to VI
Region), where several mining settlements
are located under strict safety standards.
Different from the main objective of this
article, it neither treat of the avalanches
and snowpack phenomenology and
rheology as well as the state of the art
of modelling, triggering and mobilisation
mechanisms, nor of the environmental and
meteorological variables that govern snow
precipitation and crystals mechanics.
Key words��
: snow, snow avalanches, avalanche control.
páginas: 48 - 63
]
Luis Ramírez C. - José Pedro Mery G.
[
[ 49
1. Introducción
La palabra latina lavanchiae se emplea para describir todos los deslizamientos de suelo fino, material
granular, lodo y nieve, sobre una pendiente. En
francés antiguo, tiene la misma significación, la
que aún es utilizada en algunos lugares. El término
avalancha es, al parecer, la yuxtaposición de avaler
(descender) y lavanche.
Una avalancha es una masa de nieve de volumen
considerable, que desciende por una pendiente.
Este movimiento es el resultado de una pérdida de
estabilidad del manto nival, causada por la fuerza
de gravedad que actúa sobre su masa o bien por
otro esfuerzo externo (viento, esquiador, animal,
explosivo, etc.), quienes provocan una pérdida en la
cohesión mecánica de los cristales que componen
el manto y en la fricción que este tiene con el sustrato o ladera donde se apoya. Estos deslizamientos
ocurren usualmente en pendientes con una inclinación aproximada de entre 27º y 50º. No obstante,
el inicio del movimiento deber ser estudiado bajo
una serie de parámetros adicionales, que no serán
tratados en el presente artículo. La precipitación y
acumulación de nieve por el viento en ciertos puntos
son los primeros agentes de desprendimiento de las
2. Avalanchas catastróficas en Chile
Esta interacción no es menor, considerando la importante cantidad de actividades que se desarrollan
en nuestra cordillera en el ámbito de generación
eléctrica, vialidad, turismo, defensa y especialmente
en la infraestructura productiva del sector minero.
Así como en las densamente pobladas montañas de
Europa el riesgo ha sido siempre muy alto, la creciente actividad en la cordillera de los Andes centrales
está llevando a nuestro país a experimentar un riesgo
similar. Cada vez aumenta más el turismo invernal,
las obras de generación eléctrica y especialmente
las operaciones mineras. A ello también se suma
el continuo desarrollo de la defensa nacional y los
nuevos proyectos de conectividad con la región
transandina.
A pesar de que siempre las avalanchas han causado
accidentes en nuestra cordillera, los registros de
ellas datan solo desde el siglo XIX, específicamente
50 ]
]
avalanchas. Por este motivo, en la cordillera central
de Chile más del 90% de las avalanchas ocurren
durante las caídas de nieve o bien inmediatamente
después de ocurridas.
Gran parte de la geografía nacional se desarrolla en
zona de cordillera, donde el peligro de las avalanchas ha estado presente desde siempre. Es así como
en la medida en que el hombre ha interactuado
con este peligro, el riesgo de avalanchas ha ido en
aumento.
Figura 1 Destrucción de puente acceso a bocatomas
Central Alfalfal (Foto: G. Quezada, AES Gener)
de agosto de 1881, cuando dos correos chilenos
encuentran la muerte alcanzados por una avalancha bajando desde el paso El Bermejo hacia Las
Cuevas.
A partir de una recopilación histórica de accidentes
por avalanchas que han provocado muertes en Chile
central, realizada por R. León en su libro “Nieve y
avalanchas, una blanca historia de riesgos en montaña” (Ref. 2), las mayores catástrofes causadas
por avalanchas de que se tenga registros, se han
producido en el campamento minero de Sewell-El
Teniente donde han fallecido 197 personas. La mayor de ellas ocurrió en agosto de 1944, oportunidad
en que fallecieron 102 personas en un solo evento.
No menor fue la ocurrida en julio de 1953 en la localidad de Lo Valdés, Cajón del Maipo, donde una
avalancha desprendida desde cerro Catedral, dio
muerte a 21 alumnos y 2 profesores del Liceo Juan
Bosco, quienes se encontraban en el refugio de esa
institución ubicado en la confluencia del estero Lo
[
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Valdés con el río El Volcán a 1.890 m de altura.
Más recientemente, el 3 de julio de 1984, una avalancha que se desprendió desde el cerro Cabeza del
Inca, a 4.100 m de altura cayó sobre el complejo
fronterizo Los Libertadores, dejando 27 víctimas fatales entre los funcionarios que prestaban servicios
en el complejo y otros vinculados a él.
Figura 2 Destrucción El Teniente, 1944
Figura 3 Destrucción complejo fronterizo
Los Libertadores (Ref. 5)
3. Análisis de la accidentabilidad por
avalanchas
El análisis de desastres y accidentes pasados indican
que el carácter de los riesgos de avalanchas ha ido
cambiando considerablemente debido a las intervenciones humanas en los últimos 95 años.
Al contrario de lo que se pueda creer, las tragedias
causadas por las avalanchas no necesariamente
están asociadas a inviernos con precipitaciones
mayores o por sobre los promedios. En la Figura 4,
que relaciona la cantidad de muertos por avalanchas
con la precipitación total registrada en Santiago, se
puede observar que no siempre estos accidentes
han ocurrido en años con alta precipitación. Por
otro lado, si se relaciona la ocurrencia de muertes
por avalanchas con las actividades de las víctimas
(Figura 5), se advierte que en Chile central la actividad minera lidera las fatalidades causadas por
las avalanchas. De un total de 378 víctimas fatales,
241 de ellas (63,8%) pertenecen a esta actividad.
Le siguen el turismo, con 52 víctimas (13,8%), el
ferrocarril transandino con 28 víctimas (7,4%), el
complejo fronterizo con 27 víctimas (7,1%), las
centrales hidroeléctricas con 19 víctimas (5,03%) y
finalmente arrieros y otros con 3 y 8 víctimas respectivamente (0,79 y 2,12%).
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]
En la Figura 6 se observa que los decenios 19111920, 1941-1950 y 1981-1990 son los que han tenido una mayor cantidad de víctimas por avalanchas.
A partir de la comparación con la estadística de precipitaciones de la zona central, en que el promedio
es de 339,5 mm, en el decenio 1911-1920 los años
que aportan una mayor cantidad de víctimas son
1912, 1913 y 1914. Solo 1914 supera la normal de
precipitación (701 mm).
En el decenio 1941-1950 la mayor cantidad de víctimas fue en los años 1941 y 1944, y ambos superan
la normal de precipitación (674 y 494 mm respectivamente).
Por último, en el decenio 1981-1990, las víctimas
fatales se produjeron en los años 1982, 1983, 1984,
1985 y 1989. Al comparar estos años con la normal
de precipitación, los tres primeros la superan y los
dos últimos están notoriamente bajo ella. La Figura 7,
muestra la disminución que tuvieron las muertes por
avalanchas, especialmente en la actividad minera,
entre los períodos 1906-1960 y 1961-2001.
Esta situación se debe especialmente a que a partir
del año 1960 se inicia en la Minera Andina, un sistema de control, observación y registro de parámetros
nivometeorológicos, que sirven de punto de partida
para el desarrollo de las técnicas de control de ava-
[
[ 51
lanchas en Chile. A partir de este análisis se concluye
que, si bien la cantidad de precipitación es un factor
de gran importancia para la gestación de grandes
ciclos de caídas de avalanchas, también pueden
influir otros factores que otorgan al fenómeno una
mayor complejidad.
Figura 4 Muertos por avalanchas v/s
precipitación (mm) en Santiago
Figura 5 Víctimas fatales por avalanchas en Chile central,
entre los años 1906 y 2001, separados por actividad
Figura 6 Muertes por avalanchas en Chile Central,
entre los decenios 1900-1910 y 2001
Figura 7 Muertes por avalanchas, según actividad,
entre los períodos 1906-1960 y 1961-2001
4. El control de avalanchas
En general las avalanchas afectan directamente a
la gente causándoles lesiones, la muerte o simplemente impidiéndoles el paso. Pero también causan
daños importantes a las infraestructuras, afectando
de paso, al medio ambiente. El continuo riesgo provocado por este fenómeno ha llevado al hombre a
desarrollar sistemas para controlar las avalanchas,
con miras a la protección contra sus nocivos efectos.
El control de avalanchas no es otra cosa que una
técnica que permite minimizar los daños que ellas
causan al hombre, mediante una serie de acciones,
actividades y elementos que modifican y/o minimizan
los efectos finales producidos por ellas.
52 ]
]
Figura 8 Avalancha de polvo próxima a afectar un
camino
[
páginas: 48 - 63
Salvo la localización de riesgos, las soluciones para
la defensa colectiva de las avalanchas se puede
presentar de dos maneras: según la duración de la
intervención y según el punto de intervención
sobre la avalancha.
Según la duración de la intervención: se puede
optar por la defensa permanente, que se realiza
con instalaciones durables para reducir los riesgos,
al menos a escala anual, o por la defensa temporal,
que tiende a proteger durante un tiempo limitado
(desde algunas horas hasta varios días) aún de fuertes riesgos, pero de manera muy sostenida.
Según el punto de intervención sobre la avalancha: se puede optar por la defensa pasiva,
que apunta a proteger de las avalanchas con
intervenciones en la zona de recorrido o bien en
la zona del depósito. Alternativamente se puede
optar por la defensa activa, que busca dominar
y controlar la avalancha con acciones en la zona
de partida.
Tabla 1 Clasificación general de defensas permanentes y temporales
DESVIACIÓN: galería, cobertizo, muro de desviación, dique, diente, cuña deflectora.
PASIVA
FRENAJE Y PARADA: muro, diente, montículo de tierra.
AUTOPROTECCIÓN: por refuerzo de la estructura, edificio, etc.
ADAPTACIÓN: de las construcciones al sitio o fenómeno
DEFENSA
PERMANENTE
REFORESTACIÓN: por medio de plantaciones.
ACTIVA
MODIFICACIÓN SUPERFICIE TERRENO: terraza, terraza angosta
UTILIZACIÓN ACCIÓN DEL VIENTO: barreras aceleradoras y deflectoras de viento.
SOSTENIMIENTO DEL MANTO NIVAL: barreras, vallas, mallas (rígidas y flexibles).
ADVERTENCIA: señalización.
PASIVA
REGLAMENTACIÓN: prohibición, evacuación.
DETECCIÓN REMOTA: detector rutero de avalanchas (DRA).
OBRAS TEMPORALES
DEFENSA
TEMPORAL
APISONAMIENTO: con máquina o a pie (para densificar manto nival)
ACTIVA
DESANCLAJE
ARTIFICIAL
A PIE
A EXPLOSIVO: manual, helicóptero, cañón, Avalauncher, Catex
A GAS: Gazex
Galerías o cobertizos: es generalmente la solución
más segura, pero también la más costosa. Se recomienda cuando es necesario proteger el paso por un
corredor estrecho que recibe o drena varias zonas
de inicio de avalanchas frecuentes. Mejora tanto la
seguridad como el tiempo de despeje de la nieve
sobre el camino.
Muros y diques: pueden ser mecanismos de desviación y/o retención de la avalancha, lo que dependerá
del ángulo con que la estructura intercepte el flujo.
La mayoría se construye con bancos de tierra, para lo
cual se debe aprovechar el material de empréstito del
lugar. Estas estructuras son más efectivas en zonas
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]
de recorrido y/o depósito más bajas de 12° - 20°. En
pendientes mayores, las avalanchas, especialmente
las de polvo, pueden sobrepasarlas.
Estructuras de desviación o cuñas deflectoras: se
utilizan generalmente para la protección de elementos individuales, tales como torres de transmisión
eléctrica, torres de andariveles, antenas u otros.
Montículos y dientes: se utilizan preferentemente
para frenar el flujo de nieve de una avalancha, al
final de la zona de recorrido o bien en la zona de
depósito.
[
[ 53
Figuras 9 y 10 Galería o cobertizo en carretera de Los Alpes, Francia (Fotos: L. Ramírez)
Figuras 11 y 12 Galería o cobertizo en sendas de avalanchas y zonas de escombrera. Paso Internacional
Los Libertadores (Fotos: J.P. Mery, marzo 2007)
Figuras 13 y 14 Montículos de tierra para frenar el flujo de nieve en la zona de depósito. Paso Internacional
Los Libertadores (Fotos: J.P. Mery, marzo 2007)
54 ]
]
[
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Refuerzo y autoprotección: este sistema de protección directa a estructuras debe ser diseñado para
soportar presiones dinámicas del flujo y otras presiones de menor impacto. Consiste básicamente en
reforzar convenientemente los muros afectados por
el flujo de las avalanchas.
Figura 15 Estación de transferencia antiguo andarivel,
con protección directa en su estructura y adecuado
manejo de ángulos de pendiente al final de su
recorrido. Edificio inexistente a la fecha.
División Los Bronces, Anglo American Chile
Acción del viento: la acción del viento tiene una
gran importancia en la formación de avalanchas
debido a que carga las laderas que se ubican a sotavento en las cimas de las montañas u obstáculos.
Adicionalmente, esta redistribución de la nieve contribuye a la formación de cornisas, elemento que
incrementa aún más este riesgo. Para este fenómeno se utilizan algunos elementos que modifican la
redistribución, acumulando la nieve en lugares que
no implican riesgo. Los más comunes son las vallas
colectoras, las barreras de viento (deflectoras) y los
techos de viento (aceleradores).
Figuras 16 y 17 Barreras de viento. Los Alpes, Francia
(Fotos: L. Ramírez)
Reforestación: el control de avalanchas por medio
de la reforestación de las laderas puede prevenir
grandes avalanchas y también frenar otras ya iniciadas. La pérdida del bosque debido al fuego, sobreexplotación, excesivo control con explosivos o enfermedades, puede hacer que se activen avalanchas donde
antes no se habían producido. La recuperación de
un bosque en un recorrido de avalanchas es difícil,
costosa y lenta, ya que los árboles jóvenes resultan
dañados continuamente por los deslizamientos de
nieve, avalanchas y reptación.
Figura 18 Techos (aceleradores) de viento.
Los Alpes, Francia (Foto: L. Ramírez)
Terrazas: las terrazas horizontales, anchas o pequeñas, se han utilizado desde el siglo XIX como medida
de control de avalanchas. Recientes experiencias
en Europa y Japón han mostrado que son efectivas
solo para prevenir avalanchas que se inician debido
al deslizamiento de la nieve, con pendientes no
mayores a 35° y donde no haya transporte de nieve
por el viento. Además, la profundidad de la nieve no
puede ser mayor a los 1,5 m, y el ancho de la terraza
debe ser al menos 1,5 veces su altura.
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]
[
[ 55
Sostenimiento del manto nival: son estructuras
instaladas en la zona de inicio de la avalancha, proporcionando soporte adicional externo al manto,
disminuyendo así el inicio de estas. Además, limita en
gran medida la propagación de la fractura y el volumen de la avalancha, al producir una discontinuidad
en la cobertura nivosa. Estas estructuras consisten en
barreras rígidas o redes de cables de acero (barreras
flexibles) que forman normalmente un ángulo entre
90° y 105° con el suelo y que deben ser al menos tan
altas como la mayor altura de la nieve esperada para
un cierto período de retorno (generalmente entre 3
y 5 m). En la actualidad se fabrican en acero, pero
antiguamente se utilizó la madera, el aluminio y el
hormigón. Se instalan en hileras continuas que abarcan la totalidad de la zona de inicio, separadas por
una distancia entre 10 y 40 m, según la pendiente y
la altura de la nieve esperada.
Figura 21 Sistema de barreras rígidas
contra avalanchas
Figura 22 Sistema de mallas flexibles contra
avalanchas (Geobrugg)
Figura 19 Sistema combinado de barreras de
avalanchas y barreras de viento. Los Alpes, Francia
(Foto: L. Ramírez)
Figura 20 Sistema de mallas flexibles contra
avalanchas (Geobrugg)
Figura 23 Sistema de malla flexible. Technical Guideline
for Defense Structures in Starting Zones,
FOEN/WSL 2007, Swiss
56 ]
]
[
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Defensa temporal pasiva: este sistema de
control, tal como se describió anteriormente, se
orienta a intervenciones en zonas de recorrido
y principalmente en la zona de depósito, y en
períodos limitados de tiempo. Pertenecen a este
grupo la señalización, todo tipo de advertencias,
reglamentación, evacuaciones y prohibiciones.
Además, otros tipos de elementos tales como el
D.R.A. (detector rutero de avalanchas) y cualquier
obra temporal.
Defensa temporal activa: pertenecen a este grupo la estabilización por apisonamiento, ya sea con
máquina o a pie, y el desanclaje artificial. Este último sistema, ya sea con explosivos o con sistemas
a gas, es el más utilizado actualmente, debido a
su flexibilidad y menor costo de operación. Una
desventaja es que se requiere de una evaluación
continuada del riesgo de ocurrencias. Dentro de
los sistemas que utilizan explosivos, se encuentran
los que son lanzados a mano o desde helicóptero,
los cañones militares (morteros 105 mm, cañones
S.R. 106 mm, entre otros), los lanzadores a gas o
aire comprimido (Avalauncher y Locat) y los que se
envían con un cable transportador de explosivos
(Catex). Este último presenta una configuración
similar a los andariveles de arrastre utilizados en
los centros de esquí.
Figura 24 Explosivos insertados a mano en el
manto de nieve
Figura 25 Lanzador Avalauncher
Figura 26 Lanzador Locat
Otro tipo de sistemas de control de avalanchas por
desanclaje artificial son los que utilizan sistemas de
gas para provocar la explosión. Dentro de ellos se
encuentran los sistemas Gazex, Avalhex y el más
reciente Avalanch Blast.
El principio de funcionamiento de los Gazex consiste
en la explosión de una mezcla de oxígeno y propano
dentro de un explosor, ubicado convenientemente
en la zona de partida de la avalancha. Los explosores
están conectados a una central de mando y de gases
(caseta), en la que se almacenan las reservas previstas
para funcionar durante toda la temporada.
Figura 27 Cañón S.R. 106 mm. División Los Bronces,
Anglo American Chile.(Foto: L. Ramírez)
Los sistemas Avalhex y Avalanch Blast, utilizan mezclas de gases que inflan globos, los cuales se detonan a 3 ó 4 m sobre la superficie del manto nival
mediante mandos a distancia. El primero utiliza una
torre en la que se monta el sistema que permite el
control sobre una senda de avalanchas en particular.
El segundo sistema es móvil y permite su utilización
en diversas sendas ya que es transportado por un helicóptero al lugar seleccionado para la detonación.
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]
[
[ 57
Figura 28 Proyectil 106 mm
Figura 29 Estación de mando Catex (Foto: L. Ramírez)
Figura 30 Torre y poleas Catex
Figuras 31 y 32 Sistema Gazex; explosor de inercia y
caseta de mando y gases (Fotos: J.P. Mery)
Figura 33 Sistema Gazex. Explosor estándar
Figura 34 Sistema Avalhex
Figuras 35 y 36 Sistema Avalanch Blast
58 ]
]
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5. El control de avalanchas en Chile
Desde hace bastantes años en Chile se han utilizado
diversos medios para el control de avalanchas. Este
se ha ido incrementando en la medida que el país
ha sido afectado por grandes avalanchas, causando enormes tragedias. Es así como en el siglo XVI,
Ambrosio O’Higgins impulsó la construcción de una
serie de refugios entre Los Andes y Mendoza con el
fin de albergar a los correos y viajeros. Durante la
construcción y operación del ferrocarril Transandino,
se construyeron muchos tramos con galerías, lo que
permitió reducir un poco los accidentes provocados
por las numerosas avalanchas que afectan el trazado. Del mismo modo, varias operaciones mineras
de la cordillera central (El Teniente-Sewell 1906,
1907,1912, 1913, 1914, 1921, 1930, 1941, 1944,
1966; Los Bronces 1941, 1953, 1962, 1963, 1967,
1982, 1984; Andina 1931, 1953, 1959, 1969, 1982,
1989; El Indio 1980 y Coipitas 1984) han sufrido estas tragedias, lo que ha acrecentado la preocupación
por controlar este riesgo.
Figura 37 Antiguo sistema de control de avalanchas
en Los Bronces (1960), en base a postes de acero
rellenos con hormigón y amarrados con cables de acero,
formando una configuración semejante a los viñedos
(Archivo L. Ramírez)
6. Estado del arte en Chile
En la actualidad, y pesar de persistir el riesgo
de avalanchas en muchas de las actividades que
se desarrollan a lo largo de Chile en las zonas
montaña, solo el sector minero de la zona centronorte dispone de variados sistemas para el control
de los riesgos de avalanchas, que permiten resguardar a las personas, equipos e instalaciones
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]
Figura 38 Antigua estructura autosoportante
en madera para control de avalanchas en Lagunitas,
Minera Andina, 1964
(Foto: M. Atwater, archivo R.León, Ref.2)
Figura 39 Antigua estructura autosoportante
en madera para control de avalanchas en Lagunitas,
Minera Andina, 1964
(Foto: M. Atwater, archivo R.León, Ref.2)
como también optimizar la continuidad operativa
de sus respectivos procesos. Este control se realiza de manera sistemática, contando con apoyo
permanentemente de meteorología con registros
continuos automáticos in situ, análisis de datos,
pronósticos, desarrollo de ingeniería, simulación
de avalanchas y diversificación de sistemas de
control, según las características del fenómeno
en cada lugar.
[
[ 59
Sistemas de control de avalanchas en
División Los Bronces
Los Bronces posee un sistema de control compuesto
por un total de 28 explosores comandados por ocho
casetas que cubren otras tantas áreas de control.
A inicios de la presente temporada, la División Los
Bronces de Anglo American Chile, puso en operaciones su octavo sistema Gazex para controlar avalanchas. Se trata de una caseta con cuatro explosores,
los cuales controlan las avalanchas que afectan el camino de Santiago a Los Bronces, entre los kilómetros
40 y 42 del tramo Dolores. Con esta incorporación,
Además de lo indicado, Los Bronces cuenta con tres
Cañones S.R. de 106 mm para el control de sendas
que no son cubiertas por los explosores Gazex, y
a modo de respaldo de estos sistemas, también
dispone de terrazas disipadoras de energía y muros
deflectores en diversos lugares.
Figura 40 Caseta y explosor Gazex. Los Bronces
(Foto: L. Ramírez)
Figura 41 Los autores visitando mantención de caseta
Gazex. Los Bronces.
Figura 42 Explosor Gazex. Los Bronces
(Foto: L. Ramírez)
Figura 43 Cañón S.R. 106 mm
para el control de avalanchas
en Los Bronces (Foto: L. Ramírez)
60 ]
]
[
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Tabla 2 Sistemas de control de avalanchas en División Los Bronces
N°
EXPLOSOR
SISTEMA
GAZEX
UBICACIÓN
SENDA CONTROL
INSTALACIÓN/ÁREA PROTECCIÓN
CASETA A
5
Andarivel 29
M100-1 y AND29
Camino Botadero/Garaje
CASETA B
5
Perlas
M100-2 a PL-3
Planta SAG, Enaex , Cam.
Botadero/Garaje
CASETA C
2
Perla-4
PL-4
ENAEX - Lubricentro
CASETA D
2
La Viña
VÑ-3
Planta LIXI II
CASETA E
5
Dolores
DL-5W a DL-7W
CTW2-1
Camino Stgo.- LB km 42 a 42,5
CASETA F
3
Túnel Dolores
DL-13E a DL-15E
Camino Stgo.- LB Curva San
Manuel
CASETA G
3
El Plomo-Dolores
PLM-1E a PLM-2E Camino Stgo.- LB km 40,5
CASETA H
3
Dolores Weste
DL-1W a DL-4W
Camino Stgo.- LB km 41,5
2
Los Bronces
PL-1 a PL-5
Planta SAG, Enaex, Cam.
Botadero/Garaje
1
San Francisco
SF-4W a VÑ-3
Planta LIXI II
Dolores
DL-15E
Camino Stgo.- LB Curva San
Manuel
San Francisco
VÑ-3 a VÑ-1
Camino Stgo.- LB km Tramo SF-PC
San Francisco
VÑ-1 a PC-3W
Camino Stgo.- LB km Tramo SF-PC
CAÑÓN S.R. 106 mm
MURO DEFLECTOR
TERRAZAS DISIPADORAS
Figuras 44 y 45 Muro deflector San Manuel en Los Bronces / Dolores (Fotos: L. Ramírez - J.P. Mery)
páginas: 48 - 63
]
[
[ 61
Minera Andina
Figura 46 Lanzador Avalauncher con estanque
de nitrógeno
La Minera Andina, ubicada en la cordillera central
del país, también es afectada por las avalanchas.
Es por ello que dispone de varios sistemas para su
control. Estos sistemas correspondes a Gazex, Catex
y lanzadores a gas tipo Avalauncher.
Tabla 3 Sistemas de control de avalanchas en Minera
Andina
SISTEMA
GAZEX
N°
EXPLOSORES
UBICACIÓN
INSTALACIÓN/
ÁREA
PROTECCIÓN
Espesadores
CASETA 1
4
Castro
CASETA 2
5
Barriga
CATEX
LANZADOR
AVALAUNCHER
7 torres
Sur-Sur
Rajo/Talleres
3
Lagunitas
Monolito
Disputada
Oficinas/Rajo
minera Los Pelambres
Por su parte, la minera Los Pelambres, ubicada en la
IV Región, también se presenta vulnerable frente a
riesgos de avalanchas. Por este motivo dispone de
varios sistemas de control, entre los que se encuentran los Gazex, un Locat con aire comprimido, mallas
y barreras de nieve. Además, realiza controles con
explosivos desde helicópteros.
Tabla 4 Sistemas de control de avalanchas en Minera Andina
SISTEMA
GAZEX
LOCAT
ESTANDAR
INERCIA
AIRE COMPRIMIDO
2
Alcance 5.000 m
2.200 ml
BARRERAS DE ACERO
1.400 ml
]
INSTALACIÓN/
ÁREA
PROTECCIÓN
6
MALLAS DE ACERO
CONTROL CON HELICÓPTERO
62 ]
N° EXPLOSORES
12 Kg. APD
12 Target
15 Target
[
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7. Comentarios
En países con zonas expuestas al fenómeno de avalanchas, con potenciales efectos devastadores sobre
el medio ambiente y su antropización, resulta indispensable contar con sistemas de protección contra
estos riegos. Sin embargo, junto con implantar algunas de estas soluciones resulta indispensable tener
presente dos importantes consideraciones: (1) en
primer lugar se debe conocer el comportamiento del
fenómeno y los riesgos asociados en cada área donde
éste se observe. En otras palabras, se debe identificar
las variables que gobiernan los mecanismos de desencadenamiento de las avalanchas como también su
ubicación, magnitud y período de recurrencia. Esta
tarea no resulta fácil toda vez que no se ejecute bajo
una rigurosa y sistemática metodología apoyada en
las ciencias de la meteorología, hidrometeorología,
geología, estadística, ingeniería, entre otras. Todas
ellas deben complementarse a su vez con datos de
observación empírica, cuyo estado del arte en Chile
resulta ser en general bastante exiguo. Los mayores
asentamientos expuestos al fenómeno de avalanchas
8. Bibliografía
1. Rey, L. (1986), La Neige, ses metamorphoses, les
avalanches.
en Chile corresponden a aquellos asociados a actividades turísticas invernales, de defensa, transporte,
generación eléctrica, ingeniería, construcción y proyectos mineros. Sin lugar a dudas son estos últimos
los que debido a los altos estándares de seguridad
con que operan, han debido incorporar esta tarea
entre sus actividades rutinarias. (2) En segundo lugar,
el control del fenómeno debe ser planificado, programado, sistemático y permanentemente evaluado a
fin de introducir las correcciones y ajustes necesarios.
Debido a que las características del manto de nieve
dependen en gran medida del entorno medioambiental, estas pueden sufrir variaciones alterando
los mecanismos que gobiernan su comportamiento
mecánico, y en último caso el desencadenamiento del
fenómeno. En consecuencia, una continua evaluación
de su comportamiento permite definir criterios para
hacer reingeniería en la optimización de los sistemas
de control implementados. Al igual que en la consideración anterior, son los proyectos mineros los que
han desarrollado un extenso know-how en el tema y
a partir de quienes se puede establecer una línea base
para el estado del arte y mejoras en la materia.
8. Centre National Du Machinisme Agricole Du
Genie Rural Des Eaux Et Des Forets (Grupement de
Grenoble) (1991). Risque de avalanche dans le sites
Las Perlas y Los Dolores. Francia.
2. León, R. (2003), Nieve y avalanchas, una blanca
historia de riesgos de montaña. Santiago de Chile.
9. Garafulic M., y Yáñez J. (1986). Vialidad invernal
en carreteras de alta montaña. (Tesis Escuela de
Construcción Civil, P. Universidad Católica de Chile).
Santiago.
3. McClung D., Schaerer P. (1993), The Avalanche
Handbook (2a Edition).
10.Rapin, F. (1991), Neige et Avalanche (N° 55). Grenoble.
4. Roch, A. (1980), Neve e Valanghe.
5. Mutual de Seguridad CCHC. (1992), El manto de
nieve de alta montaña. Chile.
6. Herrera, C. y Ugarte, G. (1985). Nieve y avalanchas.
P. U. Católica de Chile.
7. Perla, R. y Martinelli, M. Jr. ��
(2004), Avalanche
Handbook. University Press of the Pacific.
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11.López G., y Mijangagos J. (1994), Ciencia y técnica
de la ingeniería civil, nieve y avalanchas (N° 3.
335).
12.ANENA (2001). La Neige et avalanche (Nº 94).
Grenoble.
13.ANENA (1991). La Neige et avalanche (Nº 55).
Grenoble.
14.ANENA (2003). La Neige et avalanches (Nº 102).
Grenoble.
[
[ 63
Modifications of the
ACN-PCN Method for their
Implementation in Cuba
Modificaciones del
Método ACN-PCN para su
Implementación en Cuba
Autores
LETICIA GARCÍA PÉREZ
Ingeniera Civil, Profesora e Investigadora del Centro de Investigaciones
de las Estructuras y los Materiales (CIDEM), de la Facultad de
Construcciones de la Universidad Central de las Villas. Cuba
GILBERTO J. QUEVEDO SOTOLONGO
Director del Centro de Investigaciones de las Estructuras y los
Materiales (CIDEM), de la Universidad Central de las Villas. Cuba
25/04/07
Fecha de recepción
14/05/07
[ 64
Resumen
En el presente trabajo se exponen las
características del método de evaluación
de pistas de aeropuertos (ACN – PCN),
establecido por la OACI y se hace un
estudio del mismo, encaminado a plantear modificaciones necesarias para su
implementación en Cuba. Las modificaciones planteadas están relacionadas con
la necesidad de valorar cimentaciones no
homogéneas de pistas aéreas, presentes
en aeropuertos en Cuba, y la valoración
de la influencia del estado tensional en
la determinación del espesor equivalente
(e) y el CBR promedio de dicha cimentación. Muestra comparativamente las
influencias de estas modificaciones para
distintos casos reales a la hora de establecer el PCN de las pistas aéreas.
Palabras clave: ��
Método ACN – PCN, OACI, CBR, pavimento, evaluación de pistas
aéreas, pista aeroportuaria, número clasificación aeronave, número clasificación
pavimento.
Abstract
This article presents the characteristics
of the method of evaluation of airports
runways (ACN - PCN method)� settled
��
down by the OACI and a study of the same
one is made, guided to outline necessary
modifications for its implementation in
Cuba. The outlined modifications are
related with the necessity of valuing
non homogeneous foundations of air
hints, present in airports in Cuba, and
the valuation of the influence of the
state tensional in the determination of
the equivalent thickness (e) and the CBR
average of this foundation. It shows
the influences of these modifications
comparatively for different real cases
when establishing the PCN of the air
hints.
Key words��: ACN–PCN Method, OACI, CBR, paviment, evaluation of runways, runway,
airplane clasification number, paviment clasification number.
páginas: 64 - 72
]
Leticia García P. - Gilberto Quevedo S.
[
[ 65
1 Método ACN-PCN
Como es conocido ACN–PCN es el método vigente
establecido por la OACI (Organización de Aviación
Civil Internacional) para la evaluación de pistas en
aeropuertos, después de aplicado el mismo sobre
un pavimento, es muy fácil determinar la aeronave
crítica que afecta el pavimento de la pista, el mismo
constituye una herramienta indispensable para la
adecuada administración de los bienes que ellos
representan.
El ACN, Air Craft Clasification Number (Número de
Clasificación de Aeronaves) es un número que expresa el efecto relativo de una aeronave de peso dado
sobre un pavimento con una categoría del terreno
de cimentación especificada.
El PCN Paviment Clasification Number (Número de
Clasificación de Pavimentos) es el número que expresa la capacidad de carga de un pavimento para un
número ilimitado de operaciones (varios PCN podrían
obtenerse si la resistencia del pavimento depende de
importantes variaciones estacionales).
El número de clasificación del pavimento (PCN) indica que una aeronave cuyo número de clasificación
(ACN) es menor o igual a dicho PCN podrá utilizar el
pavimento únicamente sujeto a restricciones relativas
a la presión de neumáticos.
El ACN se podrá obtener mediante la fórmula siguiente:
[1]
Con CRSE en (Kg)
carga por rueda simple equivalente del
tren de aterrizaje principal de la aeronave
en cuestión (depende de la distribución de
las ruedas)
2/1000: Coeficiente que se seleccionó para que
los ACN de la mayoría de las aeronaves
queden entre 0 y 100
[2]
Donde:
e: Espesor equivalente en cm, a partir de convertir
el pavimento en un material homogéneo equivalente de E = 500 MPa
CBR:CBR de la cimentación en %
1.1 Ejemplo 1. Cálculo de PCN. Método
tradicional establecido por la OACI
Tomando para determinar el PCN según lo establecido por la OACI, 4 estructuras de pavimentos,
Figura 1, seleccionadas de la pista de un aeropuerto
sería de la siguiente forma:
Las características de los materiales que componen
las capas de cada estructura de pavimento aparecen
en la Tabla 1.
Utilizando la Fórmula 2 obtenemos los siguientes
resultados (ver en la Tabla 2):
; e = Ei/500* hi
Ei:es el módulo de cada capa componente del pavimento
hi:es el espesor de cada capa
Para el espesor equivalente se toman las capas de
superficie, base y subbase.
El CBR se toma del suelo natural que sería la cimentación.
Donde:
CRSE:
66 ]
El PCN para pavimentos flexibles se podrá obtener
mediante la fórmula:
]
Se puede ver cómo en los casos en que aparecen
dos suelos, en función de si tomamos el CBR de un
suelo u otro cambia notablemente el valor del PCN,
cabe la duda de cuál de los dos valores de CBR tomar
para un resultado más real, o si ambos trabajan de
forma conjunta en la cimentación.
[
páginas: 64 - 72
FIGURA 1
Estructuras de pavimento
de una pista ejemplo
Estructura de pavimento 1
Tabla 1 Características de los materiales componentes de las diferentes estructuras
de pavimento
Capa
c
ϕ
E (MPa)
γ (KN/m3)
CBR
µ
A-2-6
20
37
37
17
20
0,30
A-6
20
32
25
17,5
15
0,32
A-7-6
47
18
18
16
6
0,37
Capa vegetal
8
5
4
14
3
0,40
Asfalto
-
-
1.000
23
-
0,40
Suelo
cemento
-
-
1.000
20
-
0,25
Madacam
-
-
400
21
-
0,25
2 Modificaciones al método ACN-PCN.
Aplicación
A partir de tener bien interpretado el procedimiento
ACN-PCN, tratamos de realizarle algunos mejoramientos, como por ejemplo a la hora de determinar
el espesor equivalente del pavimento, llevado a un
material homogéneo de módulo 500 MPa, se realiza
un promedio pesado en función de lo que aporta
cada material del pavimento en el espesor y en su
módulo, lo cual tiene lógica pero no es totalmente
páginas: 64 - 72
]
correcto, pues no tiene en cuenta los estados tensionales que actúan en cada material, por el ejemplo el asfalto que está en la superficie tomará más
esfuerzo que el material que está debajo de él. A
partir de esto se propuso una forma de determinar
dicho espesor equivalente (e), como un promedio
pesado en función de los espesores, los módulos y las
tensiones medias actuantes en cada material, lo que
hace mejorar el comportamiento, pues los materiales
de mayor módulo son los que están en la superficie
y son los que más tensiones toman.
[
[ 67
Tabla 2 Resultados del cálculo del PCN método tradicional
Estructura
CBR de la
cimentación
PCN
(tradicional)
Observaciones
1
20
41
Esta se adapta a las condiciones que debe
tener un pavimento para aplicar el método
de forma tradicional
Estructura 2 considerando A-6 como cimentación
2
15
14
Del otro suelo, el A-2-6 se tiene en cuenta
el CBR
Estructura 2 considerando A-2-6 como cimentación
2
20
20
El A-6 se toma en el espesor equivalente
Estructura 3 considerando A-7-6 como cimentación
3
6
10
Del otro suelo, el A-6 se tiene en cuenta
el CBR
3
15
34
El A-7-6 se toma en el espesor equivalente
Estructura 4 considerando la capa vegetal como cimentación
4
3
1
Del otro suelo, el A-6 se tiene en cuenta
el CBR
4
15
10
La capa vegetal se toma en el espesor
equivalente
[3]
Donde:
hi:
Espesor de las diferentes capas
Ei:
Módulo del material de cada capa
σzpi:
Tensión media en cada capa
σzppromedio: Promedio de las tensiones medias de cada
capa
Para el caso en que debajo del pavimento aparezcan
dos suelos diferentes o más, y que estén dentro de la
potencia activa, también se pueden hacer modificaciones, determinando un CBR promedio, en función
de los espesores de cada suelo, de los CBR de los
mismos y de las tensiones medias actuantes en cada
material, ya que el método tradicional considera un
suelo homogéneo.
[4]
68 ]
]
Donde:
hi: espesor de la capa de cada suelo
σzpi: tensión media en cada suelo
CBRi:CBR de cada suelo
2.1 Ejemplo 2. Aplicación de las
modificaciones al método
Cálculo de tensiones (debajo de un área circular
cargada)
Para determinar los estados tensionales, se consideró
un modelo de comportamiento lineal elástico para el
asfalto caracterizado por su módulo de deformación
y de poisson y un modelo eslasto plástico para los
suelos, caracterizado igualmente por sus módulos de
deformación y de poisson y por sus características de
resistencia a cortante como valores máximos de plastificación de los mismos. Para la obtención de estos
estados tensionales se utilizó el programa SIGMA,
realizando una modelación por elementos finitos con
la valoración correspondiente de la influencia de la
[
páginas: 64 - 72
Tabla 3 Resultados del tensiones de la modelación y métodos de cálculo
Z (m)
σzp (KPa)
lineal-elástico
σzp (KPa)
elasto-elástico
σzp (KPa)
teórico
σzp (KPa)
aproximado
0,08
708,50
915,00
744,30
770,77
0,20
553,50
358,50
591,47
385,07
0,58
162,90
170,00
173,98
125,03
0,97
68,90
70,50
71,90
34,70
1,81
19,50
22,50
21,86
27,25
2,65
10,00
19,50
10,30
15,21
densidad de la malla etc. Se muestran los resultados
de uno de los ejemplos realizados donde se incluye
una valoración de los cambios que ocurren en los
estados tensionales cuando se consideran modelos
elasto plásticos de comportamiento de los suelos con
respecto a modelos simplificados donde se consideran todos los materiales elasto plásticos.
Podemos ver cómo con el modelo lineal, los valores
de tensiones son semejantes a los del método teórico
lo cual es algo lógico ya que en dicho método no se
tienen en cuenta los valores de c y ϕ.
En la curva que representa el modelo elasto plástico,
se ve donde empieza la plastificación (cuando comienzan los suelos), esto ocurre porque estos puntos
fallan y redistribuyen los valores de tensiones para
las capas superiores e inferiores.
a) Mejoramiento en función de las tensiones
- Como se pudo demostrar el espesor equivalente
da mayor por este método modificado y por tanto
mayor es el PCN.
b) Mejoramiento en función del CBR
Cálculo del CBR promedio para la estructura de
pavimento 4
Utilizando la fórmula [4].
Suelo 1 CBR = 15 (A-6). σzp = 431,2 kPa. h = 1,6 cm.
Suelo 2 CBR = 3 (capa vegetal).
σzp = 16,1 kPa. h = 0,6 m.
CBR promedio = 12,9.
PCN = 8,72
FIGURA 2 Resultado de la modelación en el SIGMA
por incremento de las tensiones por carga impuesta
Para la estructura de pavimento 1
Para este caso tomamos una aeronave cuyo valor
del ACN correspondiera con el PCN que resultó del
ejemplo anterior, PCN = 41. Este es el caso de un
A300B2 (ACN = 40), esta aeronave tiene 4 neumáticos en las patas principales y la carga que baja por
cada pata es 667,40 kN. Luego, como trabajamos
solo con lo que toman dos neumáticos, la carga sería
333,7 kN. Se consideró un área circular equivalente
que fuera igual al área de los dos neumáticos juntos.
Como resultado dio una presión de 1.757,68 kPa y
un diámetro equivalente = 50 cm.
Con estas tensiones se puede calcular un nuevo espesor equivalente, utilizando la fórmula [3] resultó:
e = 37 cm. PCN = 43.
páginas: 64 - 72
]
[
[ 69
Si comparamos este valor de PCN, con el que resultó del cálculo por el método tradicional (ejemplo
1), podemos ver que es menor. Esto indica que el
suelo 2 (capa vegetal), tiene influencia también en
el cálculo del CBR, y al no considerarlo esto puede
falsear los resultados, por lo que podemos decir de
forma general que este cambio mejora el valor del
CBR de la cimentación.
Si le hacemos este mismo procedimiento a las estructuras 2 y 3 que tienen dos suelos en la cimentación
resultaría la tabla siguiente:
Tabla 4 Mejoramiento del PCN en función de la no homogeneidad del suelo
Estructura
CBR suelo 1
CBR suelo 2
CBR promedio
PCN
modificado
2
15
20
15,80
11,29
3
15
6
7,14
14,51
4
15
3
12,90
8,72
3 Influencia de las variables que
intervienen en el método ACN-PCN
Si el valor del PCN de una pista no cumple con la
condición ACN ≤ PCN, para las aeronaves más frecuentes que se deben tirar en dicha pista, claro está,
en dependencia también del régimen de explotación
de la pista, comienzan a aparecer deterioros, que
pueden ocasionar la falla. Por lo que habría que
hacer un análisis de todas las variables que intervienen en la fórmula de PCN, para ver cuál es la que
aumenta su valor.
3.1 Aumento del espesor de la capa de
asfalto, y del CBR de la cimentación
Haciendo un análisis teórico de la influencia de las
variables que intervienen en la fórmula de PCN, lo
cual en la práctica debe estar compuesto por una
valoración técnica económica de la factibilidad de la
implementación de dichas variaciones, las soluciones
posibles para aumentar el valor del PCN de la pista
pueden ser:
incrementar el costo de un proyecto, para una pista
ya construida. La cuarta tampoco tiene mucha influencia ya que generalmente los módulos de estas
capas son más bajos que en la capa de superficie.
Para una pista ya en explotación también aumentar
el CBR de la cimentación puede resultar poco económico. Habría que analizar bien en función de lo
presupuesto, cuál variante elegir.
3.2 Ejemplo: aumento del espesor de
la capa de hormigón asfáltico y
del CBR, para una estructura de
pavimento como la 1 (Manteniendo
las demás características
constantes)
Utilizando las fórmulas [1], [3] y [4].
Tabla 5 PCN para un aumento de CBR y aumento
de la capa de asfalto de 4 cm
H de asfalto
cm
1. Aumentar la capa de asfalto.
2. Aumentar el CBR de la cimentación
3. Aumentando los módulos de las capas o de alguna de las capas.
4. Aumento de los espesores de las capas de base
y/o subbase.
CBR de la
cimentación
10
20
14
10
30
14
De estas, las dos primeras son las que más influyen
sobre el valor del PCN, la tercera no tiene mucha
influencia y sin embargo aumentar su valor puede
70 ]
]
[
páginas: 64 - 72
PCN
41
61
77
80
FIGURA 3 PCN para diferentes espesores de la capa
de asfalto y para diferentes valores de CBR de la
cimentación
Tabla 6 ACN de algunas aeronaves
Porte
Bajo
Mediano
Gran porte
Aeronave
ACN
DC-3
8
DC-4
10
Fokker 50
11
B-720
29
B-737
22
DC-9
26
DC-10
59
IL-62
47
IL-86
34
B-747
57
B-757
51
Podemos ver cómo aumenta el PCN para una variación de la capa de asfalto de 4 cm más. En este
mismo ejemplo se puede ver cómo también en el desarrollo del PCN influye en gran medida el aumento
del CBR de la cimentación. Para un valor de CBR de
20%, se pueden tirar aeronaves de mediano porte
siempre que elevemos el espesor de la capa de asfal-
to. Para los demás valores de CBR de la cimentación,
se pueden tirar aeronaves de gran porte.
4 Procedimiento de evaluación de
pistas de aeropuertos. Método ACNPCN
- En caso de existir deterioros (dar identificación de
zonas dañadas).
1. Datos necesarios de la pista del aeropuerto:
- Caracterización de los materiales de la pista. De
donde se pueda extraer:
• Módulos (E) de los suelos que sustentan el
pavimento de la pista.
• Pesos específicos de cada uno de ellos.
• CBR.
- Resistencia a cortante de los suelos (c y ϕ).
- Perfil longitudinal de la pista. Capas (descripción
de las capas) y geometría.
- Plano de planta de la pista.
páginas: 64 - 72
No obstante si fuéramos a determinar el PCN de la
pista debíamos tener en cuenta las cuatro estructuras
de pavimento en estudio y tomar el valor más bajo
de PCN.
2. Cálculo del ACN:
- Conocer el régimen de explotación de la pista,
para determinar cuál sería la aeronave de diseño
o de cálculo y establecer una equivalencia de las
demás con esta.
- Determinar el ACN en caso de que no aparezca
tabulado.
3. Cálculo del PCN de la pista:
- Calcular el PCN de la pista. Introducir modificaciones.
4. Análisis de resultados.
- Comparar el valor de ACN con el PCN, verificando
que se cumpla que ACN ≤ PCN, según lo estable-
]
[
[ 71
cido por la OACI
• Si no cumple la condición, analizar las posibles
variantes a realizar para aumentar el valor del
PCN de la pista.
Conclusiones
los suelos de cimentación y espesor de la capa de
asfalto, siendo esta última la más posible aplicar
en la práctica.
- Se logró formular el método ACN-PCN, para tomar
en cuenta las tensiones debido a la carga impuesta, realizando aplicaciones, comprobándose que
esto trae consigo aumentos del espesor equivalente (e) y variaciones en la determinación del CBR
lo cual puede falsear los valores reales de PCN.
- Se logró formular el método ACN-PCN, tomando
también en cuenta la posibilidad de que exista no
homogeneidad en los suelos de la cimentación.
- Se realizó un análisis de todas las variables que
intervienen en el método ACN-PCN (en el cálculo
del PCN), y se puede concluir que las de mayor
peso a la hora de aumentar el PCN son: el CBR de
Bibliografía
1. (1977). Manual de Proyectos Aeródromos/ Doc 9157
– AN / 901, Primera Edición, Parte 3 Pavimentos.
2. (1983). Manual de Diseño de Aeródromos/ Doc
9157 – AN / 901, Segunda Edición, Parte 3 Pavimentos.
3. (1977). Manual de servicios de aeropuertos / Parte 2:
Estado de la superficie de los pavimentos, (OACI).
72 ]
]
- Se logró conformar una metodología de evaluación de pistas aéreas a partir del método ACNPCN, que incluye las modificaciones en función
de las tensiones debido a la carga impuesta y a la
no homogeneidad de los suelos de cimentación y
las variantes a realizar para aumentar el valor del
PCN en una pista.
- Con la aplicación de esta metodología de evaluación de las pistas áreas, se podrá obtener tabulados todos los pavimentos de nuestro país, en
términos de PCN, con el objetivo de determinar
la aeronave crítica para determinada pista, según
sea el tipo de pavimento existente en la misma.
4. (2004). Normas y Métodos Recomendados Internacionales al Convenio sobre Aviación Civil Internacional. Volumen I, Diseño y Operaciones de Aeródromos. Anexo 14 (OACI)
5. Ramírez Rodríguez, E. Estudios Especiales de Pavimentos para fines de Evaluación y Publicación / E.
Ramírez Rodríguez.
6. A guide to airfield pavement design and evaluation.
Department of the environment, U.K. (989).
7. Quevedo S. Gilberto. (1994). Diseño de Cimentaciones Superficiales. Manual del Proyectista.
[
páginas: 64 - 72
Drying Shrinkage of Tailor
Made Cements with
Limestone Filler and
Blast-Furnace Slag
Contracción por Secado
de Cementos a Medida
con Material Calcáreo y
Escoria Granulada de Alto
Horno
Autores
M.F. CARRASCO, V.L. BONAVETTI,
G. MENÉNDEZ, E.F. IRASSAR
Facultad de Ingeniería - Universidad Nacional del Centro de la
Provincia de Buenos Aires
(B7400JWI) – Olavarría – Argentina - FAX 02284 – 451055
07/05/07
Fecha de recepción
30/05/07
[ 73
Resumen
Durante los años 90 el uso de cementos
fabricados con clinker portland y dos adiciones suplementarias (cementos ternarios o compuestos) se ha incrementado
en forma considerable. En la práctica, es
cada vez más común el empleo de estos
cementos conteniendo combinaciones
de ceniza volante y humo de sílice, escoria y humo de sílice o escoria y material
calcáreo. En la actualidad existen numerosos estudios sobre la influencia de los
cementos compuestos en las características en estado fresco y las propiedades
mecánicas de morteros y hormigones,
pero las deformaciones que estos materiales sufren debido a la contracción por
secado no son tan conocidas. El análisis de la contracción por secado resulta
un tema relevante, pues este parámetro
determina la posibilidad de fisuración,
y consecuentemente el deterioro de las
propiedades mecánicas y durables de las
estructuras.
En el presente trabajo se estudia la influencia que tiene la inclusión de contenidos variables de material calcáreo
y/o escoria granulada de alto horno al
cemento portland sobre la contracción
por secado de los morteros con ellos elaborados. Adicionalmente se ha analizado
la resistencia a flexión y el contenido de
agua no evaporable. Los resultados obtenidos indican que la inclusión en forma
conjunta o aislada de estas adiciones
incrementa la contracción inicial del mortero. Aún así, los morteros con material
calcáreo presentan una menor tendencia
a la fisuración que los cementos con escoria, o material calcáreo y escoria.
escoria granulada de alto horno, material calcáreo, contracción por
secado.
Abstract
During the 1990´s the use of cements
made with portland clinker and two
mineral admix tures, called ternar y
or blended cements, has grown
c o n s i d e r a b l y. N o w a d a y s, c e m e n t s
containing several combinations of fly
ash and silica fume, blast-furnace slag
and silica fume or blast-furnace slag
and calcareous material are commonly
used. There are numerous works on the
influence of blended cements on the
fresh state and mechanical properties
of mortar and concrete, but the their
deformations due to drying shrinkage
are not so well described. Analysis of
drying shrinkage is relevant because
this property influences the possibility
of cracking occurrence and, hence, the
deterioration of mechanical and durable
properties of concrete structures.
This paper evaluates the influence on
the drying shrinkage of mortars with
variable contents of calcareous material
and/or blast-furnace slag in portland
cement. Additionally, flexion strength
and non evaporable water content were
evaluated. Test results show that the
inclusion of these mineral admixtures,
joint or separately, increments drying
shrinkage of mor tars at early ages.
Despite this fact, mortars made with
calcareous material cement are less
susceptible to cracking than mortars
made with cements incorporating blastfurnace slag or both admixtures.
granulated blast furnace slag, calcareous material, drying shrinkage.
74 ]
] M.F. Carrasco - V.L. Bonavetti - G. Menéndez - E.F. Irassar [
páginas: 73 - 87
Introducción
El hormigón es un material que presenta inestabilidad
volumétrica cuando cambia la humedad relativa del
medio ambiente. Estas variaciones dimensionales, que
afectan a la estructura en su conjunto, dependen en
forma directa de las deformaciones originadas como
resultado del movimiento del agua en la pasta de
cemento endurecida.
Cuando el hormigón se expone a un ambiente con
una humedad relativa inferior al 100%, en primera
instancia se pierde el agua libre contenida en los poros
capilares grandes. Este proceso induce un gradiente
de humedad en la pasta, de modo que con el tiempo
las moléculas de agua adsorbida en la superficie del
silicato de calcio hidratado (CSH) se transfieren hacia
los poros capilares vacíos y luego al exterior de la
masa del hormigón y como consecuencia, la pasta
de cemento se contrae. Sin embargo, la reducción de
volumen que experimenta la pasta no es equivalente
al volumen de agua perdida, pues existen restricciones
que se oponen a la deformación de la estructura del
CSH. La pérdida del agua libre no causa una contracción volumétrica significativa de la pasta (1), mientras
que con la pérdida del agua adsorbida en el CSH se
produce la mayor contracción por secado (2).
En las estructuras, debido a que las deformaciones
provocadas por la contracción se producen en presencia de restricciones (externas e internas) se inducen
tensiones en el hormigón, que cuando exceden la resistencia a tracción del material provocan su fisuración,
y la presencia de fisuras atenta contra la resistencia y
la durabilidad del hormigón facilitando su deterioro
físico y químico.
La contracción por secado del hormigón se encuentra
directamente relacionada con la pérdida de agua, en
consecuencia todos los factores que afectan la velocidad de secado, tales como la temperatura, la humedad
relativa, el viento y la geometría del elemento estructural afectan a esta propiedad.
páginas: 73 - 87
Adicionalmente, factores inherentes al material también modifican la magnitud y velocidad de la contracción. Esta propiedad se incrementa con el aumento en
el contenido de pasta en el hormigón, el incremento
de la relación agua/cemento y el mayor grado de
hidratación del cemento. Los cambios en la finura y
composición del cemento, y la utilización de aditivos
también pueden producir modificaciones en la contracción por secado del hormigón (2).
La incorporación de adiciones minerales finamente
divididas modifica el proceso de hidratación del cemento y más específicamente, el volumen de CSH
y la porosidad de la pasta de cemento endurecida.
Las adiciones en general, aceleran el proceso de
hidratación del clinker portland debido al efecto
filler produciendo mayor volumen de CSH en las
primeras edades (3-4). Mientras que las adiciones
hidráulicamente activas (cementantes y/o puzolánicas) aumentan el volumen de CSH a edades tardías
(5). En consecuencia, la contracción por secado de
un cemento con adiciones debería ser función de la
resultante del volumen de CSH que genera cada uno
de los componentes.
Por último, si bien los cementos compuestos se encuentran normalizados en diferentes países (EN 197,
NMX C-414-0; EB 2138, IRAM 50000) y se conocen
los valores de reemplazo necesarios para obtener un
comportamiento mecánico óptimo, no están establecidos los contenidos que aseguren, simultáneamente,
una menor sensibilidad a la fisuración. Por lo tanto, la
evaluación de la influencia que ejercen estos cementos
sobre el desarrollo de las deformaciones de contracción por secado resulta relevante.
En este trabajo se estudia el efecto de la incorporación
al cemento de escoria granulada de alto horno (0 a
22%) y/o material calcáreo (0 a 22%) sobre la contracción por secado de morteros. Complementariamente,
se evalúan la resistencia a flexión y la cantidad de agua
no evaporable con el fin de analizar las modificaciones
que producen estas adiciones sobre la resistencia y el
proceso de hidratación.
[ 75
Parte experimental
Cemento: Para la realización de los ensayos se utilizó un cemento portland sin adiciones (CPN, IRAM
50000), con una composición mineralógica de 59%
de C3S, 18% de C2S, 5% de C3A y 10% de C4AF. Su
categoría resistente era CP40 (f´c > 40 MPa a 28 días
ensayados sobre prismas de morteros ISO-RILEM) y
su finura Blaine era de 297 m2/kg. Las características
de su distribución granulométrica eran: un parámetro
posición (x´) de 26,93 µm y un parámetro de homogeneidad (n) de 0,92.
Adiciones: Como adiciones se utilizaron material
calcáreo y escoria granulada de alto horno. El material calcáreo (F), estaba constituido por un 87% de
CaCO3 bajo la forma de calcita y su principal impureza fue cuarzo, el cual fue molido a una finura Blaine
de 522 m2/kg (x´: 28,56, n: 0,57). La escoria granulada de alto horno (E) presentó un módulo químico
(C+M+A/S) de 1,73 y un índice de actividad de 78 y
111% a 7 y 28 días respectivamente, que permitió
clasificarla como de alta actividad (EN 196). Su finura
Blaine fue 438 m2/kg (x´: 17,26, n: 1,05).
Cementos compuestos estudiados: Los cementos
con adiciones (binarios y ternarios) se obtuvieron por
reemplazos variables de cemento CPN por material
calcáreo y escoria granulada de alto horno en peso.
Para seleccionar los reemplazos a estudiar y con el
fin de evaluar al cemento con adiciones como un
sistema de variables interrelacionadas, se adoptó un
diseño de experimentos central compuesto centrado
(6). Este sistema permitió definir cuatro cementos
binarios y cinco ternarios (Figura 1) evaluando la
contracción por secado mediante el análisis de superficies de respuesta. La función obtenida por este
método fue rotada y trasladada a partir de los ejes
primitivos u e v según los ejes ortogonales x e y de
manera de definir la variación en el contenido de
material calcáreo y escoria en forma independiente
(7). La ecuación del modelo está dada por la expresión (1).
Donde Y es la propiedad estudiada (contracción por
secado), X 1 y X 2 son las variables experimentales
(X1 es el porcentaje de material calcáreo y X2 es el
porcentaje de escoria), y β0-β5 son los coeficientes
estimados usando el método de mínimos cuadrados.
La justificación de la selección, como así también la
explicación del mismo ha sido publicado previamente
(8). Adicionalmente, se estudió el mortero elaborado con cemento CPN, el cual fue empleado como
mortero de control.
Proporciones de las mezclas: Los morteros se prepararon manteniendo una relación agregado (arena
silícea, ASTM C 778):material cementante de 2,75.
La fluidez de los morteros se mantuvo en 110 ± 5%
(ASTM C109) y la relación agua/material cementante
(a/mc) resultante se muestra en la Tabla 1.
Contracción por secado: La contracción por secado
de los morteros se midió en probetas prismáticas de
25 x 25 x 285 mm moldeadas de acuerdo a la norma
ASTM C157. El curado de las muestras se realizó
24 horas en los moldes y luego de desmoldadas, se
sumergieron 6 días en agua saturada con cal a 20
± 2 °C. Transcurrido este período, se estacionaron
en cámara seca a 20 ± 2 °C y una humedad relativa de 50 ± 5%. Las determinaciones se realizaron
cada dos días hasta cumplir los 28 días de secado y
posteriormente, con una frecuencia semanal hasta
alcanzar la estabilización de las lecturas.
Pérdida de agua: La pérdida de agua se obtuvo
como la relación entre la variación de peso de las pro-
Y = β 0 + β 1 X 1 + β 2 X 2+ β 3 X 12 + β 4 X 22 + β 5 X 1 X 2
(ecuación 1)
FIGURA 1
Dominio de los cementos con
adiciones estudiados
76 ]
páginas: 73 - 87
TABLA 1 Propiedades de los morteros estudiados
betas y la cantidad de agua de mezclado empleada
en la elaboración del mortero, a edades coincidentes
con las determinaciones de contracción.
Contracción restringida: Para evaluar la susceptibilidad del mortero a la fisuración por efecto de
la contracción restringida, se emplearon probetas
anulares (9-13) cuyas dimensiones se muestran en
la Figura 2. Los anillos fueron sometidos al mismo
tipo de curado que las probetas elaboradas para la
evaluación de la contracción por secado.
Sobre estas muestras se determinó el tiempo de
la aparición de la fisura y el ancho de las mismas
mediante un microscopio autoiluminado de 20 Χ
equipado con una retícula, que permitió efectuar
mediciones con una precisión de 0,1 mm. Las observaciones se realizaron con la misma frecuencia
que para las determinaciones de contracción por
secado.
Resistencia a flexión: La resistencia de los morteros
se determinó sobre probetas prismáticas de 25 x 25
x 70 mm, con una luz entre apoyos de 62,5 mm
y carga centrada. Las mismas fueron sometidas al
mismo procedimiento de curado que las probetas
de contracción por secado. Las edades de ensayo
fueron 0, 2, 4, 6, 10, 14, 21, 28, 35, 49, 77, 161 y
367 días de secado.
Grado de hidratación: La cantidad de agua no
evaporable (wn) a la edad de 7 días se determinó
de acuerdo al procedimiento propuesto por Powers
(14). El grado de hidratación (α) se calculó como α
= wn/0,193, donde 0,193 es la cantidad de agua no
evaporable que requiere el cemento empleado para
lograr una hidratación total. Este valor se utilizó
como estimador del progreso de la reacción de hidratación del cemento portland y para su cálculo se
asumió que el material calcáreo es hidráulicamente
inactivo y que la escoria no ha comenzado a reaccionar a los 7 días de curado húmedo.
FIGURA 2
Esquema de las probetas anulares
empleadas (las dimensiones se
muestran en mm)
páginas: 73 - 87
[ 77
FIGURA 3 Contracción por secado en función de tiempo. a) cementos binarios b) cementos ternarios
a)
b)
Presentación de los resultados
La Figura 3 muestra el desarrollo de la contracción
por secado de los morteros elaborados con CPN,
C15F0E, C0F15E, C22F6E, C6F22E y C22F15E. En
la misma puede observarse que los morteros con
C15F0E y C22F6E presentan una contracción final
5 y 8% menor a la registrada por el mortero con
CPN, en el mortero con C0F15E este parámetro es
similar al obtenido por el mortero con CPN, mientras
que los morteros C22F15E y C6F22E registran una
contracción final levemente superior (3%) al mortero
con CPN (Tabla 1).
Las contracciones que se producen a las edades de 2,
28, 56 y 450 días de secado se analizaron por medio
de las curvas de isorrespuesta que se muestran en la
Figura 4. La selección de estas edades se debe a que,
a 2 días se producen las mayores contracciones en
los morteros con los cementos adicionados, a 28 días
se ha registrado entre el 50 y el 70% de la contracción final produciéndose un cambio en la velocidad
del proceso, a 56 días una parte importante de la
escoria incorporada ha reaccionado y, finalmente a
450 días se produce la estabilización de la mayor
parte de los valores de contracción registrados por
los morteros.
Los resultados obtenidos de la contracción por secado y de la pérdida de agua a estas edades se
muestran en la Tabla 2, mientras que en la Tabla 3
78 ]
se informan los coeficientes β0-β5 obtenidos por el
modelo cuadrático y el coeficiente R2. Este último
coeficiente resulta mayor o igual que 0,90, lo que
indica una buena correlación entre los valores calculados y los resultados experimentales. La máxima
diferencia entre la contracción experimental y calculada fue de ± 5%. Adicionalmente, a pesar de que
el mortero con CPN (X1 = 0 y X2 = 0) no se encuentra
incluido dentro del dominio experimental, este modelo produce una buena estimación de su contracción
con un error máximo de 5,5%. El coeficiente β0 es el
valor calculado para el mortero con CPN.
Curvas de isorrespuestas de la contracción por
secado: A 2 días (Figura 4a), el punto estacionario
correspondiente a la máxima contracción está dado
para reemplazos de 12% de material calcáreo y 10%
de escoria (252 µm/m).
También puede observarse que el comportamiento
de los cementos binarios depende del tipo de adición
incorporada, pues los cementos con 6 a 18% de escoria presentan una contracción similar (se encuentran
dentro de la misma zona de isorrespuesta), en tanto
que los contenidos de material calcáreo entre 9 y
18% presentan una contracción mayor que el resto
de los cementos con material calcáreo. A esta edad
la contracción registrada por los cementos ternarios
es claramente dependiente del contenido de material
calcáreo, pues para un determinado valor de X1, no
se producen cambios significativos de este parámetro,
mientras que cuando se fija el valor de X2 a medida que
páginas: 73 - 87
TABLA 2 Contracción por secado y pérdida de agua de los morteros a 2, 28, 56 y 450
días
X1 se incrementa, la contracción cambia. Por último, la
mayoría de los morteros elaborados con los cementos
binarios y ternarios estudiados registraron mayor contracción que el mortero con CPN (191 µm/m).
con alto contenido de material calcáreo (> 12%) y
bajo contenido de escoria (< 8%) presentan una
contracción menor a la registrada por el mortero
con CPN (1070 µm/m).
A partir de los 2 días, la forma de las curvas de
isorrespuesta cambia de un paraboloide a un hiperboloide. A 28 días (Figura 4b), la máxima diferencia
determinada entre la contracción registrada para
el dominio de adiciones estudiado es de 21%. Una
contracción menor a la registrada por el mortero
con CPN (708 µm/m) pueden obtenerse con hasta
22% de material calcáreo y 17% de escoria, y 8%
de material calcáreo y 22% de escoria. A 56 días
(Figura 4c), las zonas correspondientes a contracciones mayores a la obtenida por el mortero con
CPN (775 µm/m) se reducen y queda delimitada por
la curva correspondiente a 775 µm/m, donde el par
(X1, X2) puede alcanzar valores entre (22, 20) y (6,
22). Adicionalmente a partir de esta edad y hacia los
450 días (Figura 4d) las curvas de isorrespuestas se
desplazan y solo los cementos binarios con más de
12% de material calcáreo y los cementos ternarios
Curvas de pérdida de agua: El análisis de este
parámetro se realizó en forma convencional y no
por medio de las curvas de isorrespuestas, debido a
que la baja variación de esta magnitud provoca una
falta de determinación en el sistema.
En las Figuras 5 y 6 se puede observar que a 2 días
los cementos registran una pérdida de agua variable
entre el 37 y el 52% de la pérdida de agua final (a
450 días), en tanto que a los 28 días, todos los cementos estudiados presentan una pérdida de agua
superior al 70% de la pérdida de agua final.
También se puede ver que a 2 días los cementos
binarios (con contenido de adiciones hasta 15%,
Figura 5a) registran un pérdida de agua dentro de la
misma zona que el mortero con CPN (13,8 a 16,4%);
mientras que los cementos ternarios (contenido de
TABLA 3 Coeficientes estimados a partir del método de
mínimos cuadrados y R2
páginas: 73 - 87
[ 79
FIGURA 4 Curvas de isorrespuestas de la contracción por secado (µm/m) de los morteros analizados. a) 2 días, b) 28
días, c) 56 días y d) 450 días
a)
b)
c)
d)
adiciones mayor a 22%, Figura 6a) presentan una
pérdida de agua mayor.
La pérdida final de agua (a 450 días) de todos los
morteros se encuentra comprendida entre 34,4 y
37,1%, Los cementos binarios registran valores menores al correspondiente al mortero con CPN (35%),
en tanto que los cementos ternarios registran una
pérdida final de agua mayor y su valor se incrementa a medida que aumenta el contenido de material
calcáreo en el sistema.
80 ]
Relación entre la pérdida de agua y la contracción: Las Figuras 7 a y b muestran la relación entre
la pérdida de agua y la contracción por secado para
cada uno de los cementos estudiados. En todos los
casos se puede apreciar que existen en las curvas
tres tramos con pendientes bien diferenciadas. En
el caso de los cementos binarios, el primer punto de
inflexión se produce a los 2 días de secado y las pendientes de ambos tramos resultan similares para los
cementos CPN, C6F0E, C0F6E, C15F0E y C0F15E.
páginas: 73 - 87
FIGURA 5 Pérdida de agua de los morteros elaborados con cementos binarios. a) hasta 28 días y b) hasta 450 días
a)
b)
FIGURA 6 Pérdida de agua de los morteros elaborados con cementos ternarios. a) hasta 28 días y b) hasta 450 días
a)
b)
Para los cementos ternarios, el primer punto de inflexión también se produce a los 2 días de secado,
registrándose curvas con pendientes menores cuando el contenido de material calcáreo en el cemento
mezcla alcanza al 22%.
Contracción restringida: Las fisuras en los morteros con CPN y C0F6E se produjeron a los 63 días de
secado, mientras que cuando se incorporó 15% de
escoria esta se detectó a los 43 días. En los morteros
elaborados con cementos con más de 11% de escoria y contenidos de material calcáreo variable, las
fisuras se produjeron a 84, 26 y 12 días de secado.
En todos los casos el ancho de las fisuras a 450 días
de secado fue entre 0,2 y 0,3 mm (Tabla 1). La Figura
8 muestra la fisuración de los morteros con C6F22E y
páginas: 73 - 87
C15F22E. En contrapartida, los morteros con C6F0E,
C15F0E y cementos ternarios con 22% de material
calcáreo y contenidos de escoria variable hasta los
450 días no evidenciaron fisuración alguna.
La Figura 9 muestra la resistencia a flexión en función de la edad de secado de los morteros binarios
y ternarios estudiados. En ella se observa que a 2
días se produce una caída de la resistencia, esta reducción puede atribuirse al efecto del secado que,
al no ser uniforme en toda la sección de la probeta,
genera gradientes de deformación según los cuales
el núcleo restringe la contracción de la superficie y,
como consecuencia, se producen tensiones internas,
que sumadas a la carga del ensayo disminuyen la
resistencia a flexión del material (15). A partir de
los 10 días, debido al avance de la hidratación del
[ 81
FIGURA 7 Relación entre la pérdida de agua y la contracción por secado. a) Cementos binarios y b) Cementos
ternarios
a)
b)
cemento y de la escoria la resistencia comienza a
incrementarse hasta alcanzar su valor máximo para
edades comprendidas entre los 35 y 80 días.
Posteriormente, se registre una nueva disminución de la
resistencia, generada ahora por la presencia de microfisuras ocasionadas por la contracción por secado (1). De
acuerdo a Kanna et al. (16), la densidad de fisuras superficiales aumenta con la presencia de escoria debido
al deterioro ocasionado por el secado en la estructura
del mortero, en consecuencia la caída de resistencia de
estos morteros puede ser más pronunciada.
FIGURA 8 Fisuración por contracción restringida.
a) C6F22E y b) C15F22E
a)
b)
82 ]
Por otra parte, el mortero con CPN se fisuró cuando
registró una contracción de 800 µm/m y una resistencia a flexión de 8,9 MPa (Figura 9a). En tanto que,
para los morteros con cementos binarios con escoria
se puede observar que a medida que aumenta el
contenido de esta adición se adelanta la edad de
fisuración por contracción restringida (Tabla 1). El
mortero con C0F6E se fisuró a la misma edad (63
días) que el mortero con CPN, registrando ambos a
esta edad valores similares de resistencia a flexión
(9,0 MPa) y de contracción (791 µm/m).
A pesar que el mortero con C6F0E presentó similar
resistencia a los morteros anteriores hasta los 450
días de secado no registró fisuración, probablemente
la menor contracción por secado obtenida por este
mortero a 63 días (751 µm/m) sea responsable del
comportamiento observado (Figura 9a).
Por su parte, el mortero con C0F15E presentó a la
edad de fisuración (43 días) una contracción 13%
mayor que la obtenida por el mortero con C15F0E
(Figura 3a) y además una resistencia a flexión 8%
menor (Figura 9a). En el mismo sentido, para los cementos ternarios se puede observar que el mortero
con C15F22E alcanzó una resistencia 5% menor
y una contracción (535 µm/m) 4% ,mayor que el
mortero con C22F15E (Figura 9c), mientras que el
mortero C6F22E presentó una contracción mayor
(14%, Figura 3b) que el mortero C22F6E y una resistencia a flexión menor (9%, Figura 9d).
páginas: 73 - 87
FIGURA 9 Resistencia a flexión en función del tiempo de secado de los cementos binarios y ternarios
a)
b)
c)
d)
Discusión de los resultados
El comportamiento registrado por los morteros
frente a la contracción por secado puede ser explicado a partir de varios efectos que se ponen en
juego cuando se emplean cementos con adiciones
minerales.
Por una parte, el aumento en la contracción inicial
de los morteros con adiciones se debe al efecto
filler, pues la incorporación al cemento de materiales finos provoca un incremento en la velocidad de
reacción del clinker portland (3-4,17) que aumenta
el grado de hidratación y puede producir un mayor
páginas: 73 - 87
volumen CSH en los morteros con material calcáreo
y/o escoria que en el mortero con CPN. En la Tabla
1 se muestra el grado de hidratación estimado para
los morteros al inicio del secado (7 días, edad de
finalización del curado húmedo), en la misma se
puede observar que, los morteros con adiciones presentan un grado de hidratación 1,11 a 1,40 veces
mayor que el mortero con CPN y en consecuencia,
algunos de estos morteros tienen un mayor volumen
de CSH. Como la pérdida del agua contenida en los
poros del CSH produce mayor deformación que el
desplazamiento del agua contenida en los poros
capilares, la contracción en las primeras edades
de los morteros con adiciones es de esperar que
aumente (18-20).
[ 83
Adicionalmente, la dilución produce dos efectos
contrapuestos: el aumento de la relación a/c efectiva
y el incremento en la restricción de la contracción. L��
a
relación a/c efectiva, definida como la relación entre
el contenido de agua y el material potencialmente
reactivo para producir CSH, aumenta por la presencia
de las adiciones (21).
El material calcáreo es una adición hidráulicamente inactiva, y la reacción de la escoria de acuerdo
al tamaño de sus partículas es de esperar que se
produzca luego de los 7 días (21-22). Bajo estas
consideraciones, al inicio del secado la relación a/c
efectiva de los morteros con adiciones (Tabla 3) es
1,06 a 1,67 veces mayor que para el mortero con
CPN. El incremento de este parámetro produce una
mayor deformabilidad y permeabilidad de los morteros (22) y en consecuencia la contracción a dos
días de secado aumenta en los morteros binarios y
ternarios.
El comportamiento de esta propiedad en los cementos ternarios es función de la competencia de los
siguientes efectos: la contracción por secado inicial
estará gobernada por el efecto filler y la relación
a/c efectiva, en tanto que la contracción final será
función del efecto de restricción y de la reacción
de la escoria. Consecuentemente los cementos ternarios con bajo contenido de escoria presentaron
una contracción final menor, en tanto que los que
contienen un alto contenido de escoria registraron
una contracción más elevada.
Powers ha sugerido que, los granos de cemento no
hidratados pueden considerarse como parte de los
agregados cuando se evalúan los parámetros que
modifican la contracción y, a esta edad, el material
calcáreo y la escoria pueden disminuir la contracción
por el efecto de la restricción (22). En resumen y de
acuerdo a los resultados obtenidos, el efecto filler
sumado al aumento de la relación a/c efectiva prevalece sobre el efecto de restricción y en consecuencia
la contracción por secado inicial de los morteros con
adiciones se incrementa.
A edades más avanzadas el efecto filler deja de ser
relevante y el efecto de dilución y la reacción de la
escoria se tornan más importantes. Luego de 10
días de secado, la contracción disminuye a medida
que aumenta el contenido de material calcáreo en el
mortero. El volumen de CSH en este caso es función
únicamente del contenido de clinker del cemento
84 ]
binario, en consecuencia la disminución de la contracción puede atribuirse a un efecto de restricción
provocado por las partículas de material calcáreo.
Por otra parte, el cemento CPN y los cementos con
escoria son más sensibles a la interrupción temprana
del curado húmedo que los cementos con material
calcáreo (23-24). Sin embargo, debido a que los
morteros se encuentran en un ambiente con una
humedad relativa de 50%, aún conservan suficiente
humedad en su interior para continuar con el proceso
de hidratación, pues estas reacciones no se detienen
hasta que la humedad en los poros del gel desciende
por debajo del 80% (25-26). En los cementos binarios
con escoria la contracción final resulta comparable a
la registrada por el mortero con CPN debido a que
con el avance de la hidratación, la escoria reacciona
produciendo CSH con características similares a los
generados por la reacción de los silicatos de calcio
del clinker portland (27).
La pérdida de agua de los morteros puede relacionarse con la influencia que ejercen las adiciones sobre
las reacciones de hidratación y la modificación de la
estructura de poros (2). El comportamiento inicial
registrado frente a la pérdida de agua también puede ser atribuido a una mayor proporción de agua
que se encuentra químicamente combinada en los
compuestos de hidratación dada por aceleración de
los procesos de hidratación que se produce durante
las primeras edades (Tabla 2), mientras que a edades
avanzadas la presencia de material calcáreo puede
incrementar la tortuosidad de los poros capilares y
disminuir su conectividad (28), y el refinamiento de
poros ocasionado por la reacción de la escoria produce un corrimiento del tamaño de poros hacia poros
más pequeños, disminuyendo la permeabilidad (29).
Estos efectos pueden provocar una reducción en la
salida del agua del mortero por efecto del secado.
Estas interacciones se manifiestan claramente al relacionar la contracción con la pérdida de agua que
la provoca (ver Figura 7). El primer tramo de estas
curvas representa la deformación producida por la
pérdida de agua desde los poros capilares, indicando
que en los cementos con contenidos importantes de
adiciones (mayores a 15%) existe en las primeras
edades una estructura más permeable y con un menor contenido de CSH. El segundo tramo muestra la
deformación producida por la pérdida del agua que
se encuentra adsorbida sobre las partículas de CSH,
y la mayor pendiente registrada en los cementos con
páginas: 73 - 87
elevados contenidos de escoria, se relaciona con la
reacción de esta adición (5). La formación de un tercer tramo en las curvas se relaciona con la presencia
de un mayor volumen de CSH y, por consiguiente,
una mayor proporción de poros más pequeños en
los morteros, registrándose una mejor definición y
mayor pendiente de este tramo a medida que aumenta el volumen de CSH (5).
No obstante, no resulta suficiente comprender los
fenómenos de contracción por secado y pérdida
de agua para explicar la fisuración por contracción restringida. Este es un proceso muy complejo
y no solo depende del valor y de la velocidad de
desarrollo de la contracción por secado, sino también de la resistencia a tracción del material, de la
relajación de tensiones y del grado de restricción
impuesto a las deformaciones (30).
Conclusiones
Para el sistema cemento portland, material calcáreo
y escoria granulada de alto horno conteniendo hasta
22% de material calcáreo y hasta 22% de escoria se
puede arribar a las siguientes conclusiones:
• El empleo de adiciones en forma conjunta o aislada incrementa la contracción inicial del mortero
debido fundamentalmente al efecto filler y al
aumento de la relación a/c efectiva.
• La contracción final será función de la cantidad y del
tipo de adiciones incorporado al cemento. En este
sentido, los cementos binarios con material calcáreo
registran una disminución de esta propiedad, en tanto que los cementos binarios con escoria presentan
una contracción similar al mortero con CPN.
• La contracción por secado final de los cementos
ternarios es función del efecto de restricción y
páginas: 73 - 87
La mayor contracción se produce por un aumento en
la cantidad de CSH en el sistema y/o el incremento
de la relación a/c efectiva, mientras que la resistencia a flexión baja es ocasionada por un aumento
de la contracción y de la relación a/c efectiva, en
consecuencia, frente a un grado de restricción preestablecido la conjunción de alta contracción y baja
resistencia a flexión puede incrementar la sensibilidad a la fisuración de los morteros por contracción
restringida.
Para finalizar, los resultados obtenidos en morteros
no deben ser directamente extrapolados a hormigones, pues la presencia del agregado grueso cambia el
grado de restricción interna del hormigón y además,
las características de la zona de interfase pueden
modificar la contracción por secado y la posibilidad
de fisuración de este material.
la reacción de la escoria. Consecuentemente los
cementos ternarios con bajo contenido de escoria presentan contracciones finales menores, en
tanto que los que contengan alto contenido de
escoria registran contracciones más elevadas que
el mortero patrón.
• Los cementos binarios con escoria y ternarios
con más de 11% de escoria y contenido de
material calcáreo variable presentan una mayor
sensibilidad a la fisuración por contracción restringida que el cemento con material calcáreo,
dada por el aumento en la contracción por secado y la más lenta evolución de la resistencia
a flexión.
Los estudios fueron realizados con fondos aportados
por la Secretaría de Ciencia y Técnica de la Universidad Nacional del centro de la Provincia de Buenos
Aires, mientras que los materiales fueron provistos
por las empresas Cementos Avellaneda SA y Loma
Negra CIASA.
[ 85
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[ 87
Effects of Accelerated
Carbonation in Different
Types of Cement and
Concrete
Efectos de la
Carbonatación Acelerada
en Distintos Tipos de
Cemento y Hormigones
Autores
ANA MARÍA CARVAJAL
Académica Pontificia Universidad Católica de Chile, Escuela de
Construcción Civil.
C. SILVA, J. VALIENTE, A. VENEGAS
Constructores Civiles Pontificia Universidad Católica de Chile.
13/06/07
Fecha de recepción
29/06/07
[ 88
Resumen
Se realizó una investigación experimental
para estudiar el efecto de la carbonatación acelerada en diversos tipos de
cemento chileno y tres razones agua/
cemento que pueden afectar la durabilidad de las estructuras de hormigón
armado.
El proceso de carbonatación fue acelerado usando un ambiente controlado,
diseñado para este propósito.
Para estimar las características de los
hormigones sometidos a carbonatación,
se analizaron los valores de resistencia a
compresión, potencial de corrosión y de
profundidad de carbonatación
El hormigón con cemento portland siderúrgico (a/c 0,45) y portland corriente
(a/c 0,45) presentaron altos valores de resistencia a compresión y mínimos valores
de profundidad de carbonatación.
La baja profundidad de carbonatación
del hormigón de cemento portland ordinario ha sido atribuible a su alta reserva
alcalina.
Los hormigones con cemento siderúrgico presentaron la profundidad más alta
de carbonatación (2,8 centímetros) y el
mayor riesgo de corrosión en función del
potencial de corrosión (-501 milivoltios
respecto de electrodo Cu/CuSO 4), para
relación a/c 0,55. Los resultados de esta
investigación de carbonatación acelerada
dan la posibilidad de comparar diversos
tipos de hormigones en un corto período
de tiempo.
carbonatación acelerada, profundidad de carbonatación, potencial
de corrosión.
Abstract
An experimental investigation was carried
out to study the effect of accelerated
carbonation on different types of Chilean
cement and three w/c ratio that can
affect the durability of the reinforced
concrete structures.
The process of carbonation was accelerated
using a controlled environment, designed
for this purpose.
Compressive strength test, corrosion
potential values and carbonation depth
analyses were performed to estimate the
properties of concretes.
Blast furnace slag portland (w/c 0,45) and
ordinary portland (w/c 0,45) presented
high compressive strength, and both
had the minimun carbonation depth. The
lowest carbonation depth of ordinary
portland cement concrete have been
attributable to its high alkaline reserve.
Concretes with Blast-furnace slag cement
presented the highest carbonation depth
(2.8 cm) and corrosion risk (-501 mV
/(Cu/CuSO4)), for w/c 0,55.
The results of this research give the
possibility of comparing different types
of concretes in a short period of time, in
relation with accelerated carbonation.
accelerated carbonation, carbonation depth, corrosion potential.
páginas: 88 - 97
]
A.M. Carvajal - C. Silva - J. Valiente - A. Venegas
[
[ 89
Introducción
Aunque la durabilidad del hormigón es generalmente
más alta si su resistencia a compresión es mayor, esta
no se puede considerar como medida confiable de
durabilidad, puesto que la durabilidad depende de
muchos otros factores.
En el diseño de estructuras de hormigón, la carbonatación es uno de los muchos factores importantes que determinan la vida útil en servicio de una
estructura de hormigón armado (Calleja, J. 1998).
El daño de esta estructuras es causada a menudo
por la corrosión del acero de refuerzo debido a la
carbonatación (Castro B., 2001). La corrosión del
acero de refuerzo es causada generalmente por
el ataque destructivo de los iones cloruro o por la
carbonatación del hormigón. El deterioro es causado principalmente por la baja impermeabilidad del
hormigón y alta porosidad.
La carbonatación es la reacción de los productos de
la hidratación disueltos en el agua de poros con el
CO2 del aire que reduce el pH de la solución de los
poros del hormigón desde valores mayores de 12 a
menores de 9 y la capa de óxido pasivo que rodea al
acero puede ser destruida, aumentando el riesgo de
corrosión (CEMCO, 2001; Cruz, M. 1996).
La profundidad de carbonatación es controlada por el
ingreso del CO2 en el sistema de poros del hormigón,
por la difusión debido a un gradiente de concentración del CO2 que actúa como la fuerza impulsora.
El tipo de cemento, su cantidad en el hormigón, la
razón A/C son factores que pueden afectar el índice
de difusión del CO2 De Gutierrez R., 2000).
En esta investigación se analizó la resistencia a compresión, el potencial de corrosión de las barras de
acero embebidas en el hormigón y la profundidad de
carbonatación para los distintos hormigones y tipos
de cemento con el fin de estudiar la durabilidad de
ellos frente al proceso de carbonatación acelerada.
Por otra parte, para obtener en el futuro un modelo
de predicción de la corrosión y de la durabilidad
para estructuras de hormigón armado en Chile, especímenes similares se exponen al ambiente natural
(proyecto DURACON) para comparar con el actual
trabajo (DURAR, 1998).
90 ]
]
Fueron utilizados en este estudio hormigones de cemento portland corriente (OPC), portland puzolánico
(PPC), portland siderúrgico (BFSPC) (hasta 30% de
escoria básica de alto horno) y siderúrgico (BFSC)
(hasta 75% escoria básica de alto horno) con razones A/C de 0,45, 0,50 y 0,55, con el propósito de
comparar la permeabilidad relativa de cada uno de
ellos en el sistema de carbonatación acelerada.
La carbonatación del hormigón es la reacción del
dióxido de carbono (CO2) existente en la atmósfera
(concentración normalmente del orden de 0,035%),
con los componentes hidratados del cemento. Sin
embargo, cuando el CO2 está en cantidades mayores, que llegan a ser hasta 10 veces mayor en ambientes contaminados, se produce una reacción de
carácter agresivo entre la cal de hidrólisis y el CO2 ;
este último con la humedad ambiental genera ácido
carbónico, produciéndose reacciones distintas con
el hidróxido de calcio, formando sales más solubles
que aumentan la porosidad y disminuyen el pH del
hormigón hacia el interior, pudiendo llegar hasta el
acero de refuerzo, lo que genera una alta posibilidad
de corrosión de este acero, ya que este se despasiva
a valores de pH menores que 10. (DURAR, 1998,
Jacob F., 1998; Linhua J, 2000, de Rincón O., Vera
R., Carvajal A. M. 2006).
En ambientes rurales, no contaminados, el hormigón
no presenta carbonatación hacia el interior, debido
a que el CO2 ambiental genera en la superficie del
hormigón una capa de CaCO3 con la cal de hidrólisis o hidróxido de calcio, que ayuda a disminuir la
porosidad en la superficie, por lo que actúa como
protección frente al medio ambiente (Anstice D. J.,
2005).
En ambientes industriales, la velocidad de avance
del proceso de carbonatación es de vital importancia
para calcular el tiempo que tardará el frente carbonatado en llegar hasta la armadura. La velocidad de
avance es función fundamental de:
a)El contenido en humedad en el hormigón
b)La porosidad (relación agua-cemento)
c) Su contenido en materia alcalina carbonatable
El contenido de humedad es crucial, ya que si los
poros están completamente secos, el CO2 no podrá
reaccionar y si están completamente saturados, su
penetración será lentísima debido a la baja solubilidad del CO 2 en el agua. Solo cuando los poros
[
páginas: 88 - 97
estén parcialmente llenos de agua (entre 50 y 80%)
es cuando se dan las condiciones óptimas para la
carbonatación (DURAR, 1998, Jacob F., de Rincón
O., Vera R., Carvajal A. M. 2006).
La velocidad de carbonatación puede modelizarse
mediante una simplificación de la ley de la raíz cuadrada de tiempo:
XCO2 = K CO2 √t
donde XCO2 es el espesor de la capa carbonatada, t es
el tiempo de exposición (o la edad de la estructura)
y K CO2 es el coeficiente de carbonatación, también
conocido como velocidad de carbonatación (entre
3 y 4 mm / año0,5).
La velocidad de carbonatación puede ser afectada
por el contenido y composición del cemento, la
porosidad del hormigón (la cual está relacionada
con la relación agua-cemento y con la resistencia
a la compresión), el contenido de saturación de los
poros del hormigón y la concentración del dióxido
de carbono. Experiencias en tiempo real con hormigones chilenos lo evidencian. (De Rincón O., Vera
R., Carvajal A. M. 2006, De Rincón O., de Gutiérrez
R.,Vera R., Carvajal A. M.2007. De Rincón O.,Mejía
R., Vera R., Carvajal A. M. 2004).
Inicialmente la porosidad está determinada por la
relación agua-cemento y posteriormente por el curado que reciba la estructura. De manera que (en
condiciones similares), un hormigón con mayor re-
Figura 1 Esquema probeta
páginas: 88 - 97
]
lación agua-cemento se carbonatará más rápido que
un hormigón con una menor relación A/C (Ishida T.
2001).
De la misma manera, un hormigón con mayor tiempo
de curado se carbonatará más lentamente que un
hormigón con un menor tiempo de curado (Song, H
W.2006; Yague A. 2005).
La porosidad del hormigón es también un parámetro
muy importante, ya que los poros capilares de menor
tamaño están generalmente siempre saturados de
humedad y por tanto inaccesibles a la carbonatación. Los hormigones porosos se carbonatan a gran
velocidad (Ishida T. 2001; Chang, F.C. 2006; Thiery
M. 2007).
El contenido en CaO y de alcalinos (sodio y potasio)
son las materias susceptibles de carbonatarse. Cuanto mayor sea su contenido, menor será la velocidad
de carbonatación, de ahí que los cementos portland
sin adiciones sean en general más resistentes a la
carbonatación o descenso de pH, debido a que
cuentan con reserva alcalina proveniente de los óxidos alcalinos, que en agua producen hidróxidos de
sodio y potasio, bases fuertes que tienen un pH alto,
cercano a 14. Esta propiedad es una debilidad para
la durabilidad, ya que son también compuestos más
solubles, por lo que es esperable que hormigones
con este tipo de cemento presenten mayor porosidad a través del tiempo, debido a la solubilización
de estos hidróxidos alcalinos (Saeki T.1991; Valls S.
2001; Thiery M. 2007).
Según investigadores como Alonso y Andrade (1993)
han sugerido que en un hormigón de calidad regular,
el coeficiente de carbonatación K CO2 tendría un valor
entre 3 y 6 mm / año0,5 de tal forma que un hormigón
de alta calidad presentaría un valor menor de 3 mm
/ año0,5 y un hormigón de baja calidad presentaría
un valor de mas de 6 mm/año0,5.
[
[ 91
Desarrollo experimental y análisis de
resultados
Se fabricaron probetas cúbicas de 15 cm, de razones agua/cemento: 0,45, 0,50 y 0,55; con distintos
tipos de cemento: portland puzolánico, portland
siderúrgico, siderúrgico y portland puro o corriente.
No se utilizó la razón a/c 0,40, ya que esta requiere
el uso de aditivos. Se habría incorporado entonces
una variable adicional a esa razón a/c, no deseable
para los fines comparativos de esta investigación. Se
utilizó un mismo tipo y tamaño de árido y cantidad
de cemento por m3 de hormigón.
Las probetas fueron expuestas a un período de curado de 28 días en una cámara al 95 + 3 % de
humedad relativa y 20 + 2º C.
En las probetas se colocaron dos barras estriadas
idénticas de acero A44-63, como electrodos de trabajo, de 8 mm de diámetro con resaltes y 20 cm de
longitud, cepilladas y desengrasadas, cuya área de
exposición al ataque electroquímico, de 10 cm de
longitud, central, se delimita con pintura anticorrosiva. (Ver Figura 1).
Carbonatación acelerada
El ataque de CO2 a las probetas se realizó en una
cámara saturada de CO 2, con humedades relativas entre 50 - 70 % y a una temperatura entre
25 + 2ºC, durante un tiempo total de 3 semanas. La
temperatura se mantuvo en los valores expresados
con un sistema de calefacción apropiado, y la humedad se controló en rangos entre 50 – 70% con
desecante químico. Ver Figura 2.
Profundidad de carbonatación
Para medir la profundidad de carbonatación, las probetas de 15 x 15 x 15 cm se cortaron verticalmente
por la mitad. Se realizó con el indicador fenolftaleína,
aplicándola mediante un rociador; tonalidad fucsia
indica hormigón en buen estado (pH>10); incoloro
indica hormigón carbonatado. Además se midió la
profundidad de ataque, en centímetros, siguiendo las
indicaciones de RILEM, [23], lo cual queda reflejado
en las fotos correspondientes.
El análisis fotográfico de las experiencias resulta ser
imprescindible para un completo registro del comportamiento de cada probeta frente al ataque de CO2.
A continuación, en la Tabla 1, se dan a conocer las
características de cada muestra, con respecto al tipo
de cemento y la razón agua/cemento.
Una vez extraídas porciones de material en polvo, se
determinó el avance de la carbonatación en el hormigón, por el método de vía húmeda con solución
de indicador, a distintos periodos: 7, 14 y 21 días
de exposición.
Las mediciones resultantes son las que muestra la Tabla 2, y cuya tendencia se muestra en la Figura 3.
A continuación se muestran en las imágenes 4, 5, 6 y
7, las probetas cortadas por la mitad, después de 21
días de carbonatación acelerada, para hormigones
de razón a/c 0,55.
FIGURA 3 Tendencia promedio a la penetración de
CO2, de las muestras expuestas a carbonatación
acelerada, durante 1,2 y 3 semanas
Figura 2 Probetas en interior de cámara
92 ]
]
[
páginas: 88 - 97
TABLA 1 Especificaciones de cada tipo de muestra, según tipo de cemento y razón agua/cemento
Muestra Nº y Sigla
Resistencia a compresión
kg/cm2
Razón a/c
Tipo de cemento
1
PP
325
0,45
Portland puzolánico
2
PP
237
0,50
3
PP
295
0,55
4
BFSC
365
0,45
Siderúrgico grado corriente
5
BFSC
321
0,50
6
BFSC
230
0,55
7
BFSPC
475
0,45
Portland siderúrgico
8
BFSPC
426
0,50
9
BFSPC
381
0,55
10
OPC
441
0,45
Portland corriente
11
OPC
396
0,50
Portland corriente
12
OPC
360
0,55
Portland corriente
TABLA 2 Resultados de las mediciones de profundidad de carbonatación a cada muestra.
Valores de K CO2 obtenidos. Reales estimados por Cruz C. (1)
KCO2
obtenido
mm/año0,5
PENETRACIÓN
centímetros
MUESTRA
Nº
*KCO2 real (ref 1)
mm/año0,5
DIA 7
DIA 14
DIA 21
0,038 años
1
0,00
1,00
1,00
51,28
Entre 3 y 6
2
1,00
2,00
2,50
104,2
Mayor de 6
3
1,00
2,00
2,00
83,33
Mayor de 6
4
0,50
1,25
1,25
52,1
Entre 3 y 6
5
1,25
2,50
2,00
83,33
Mayor de 6
6
2,25
2,75
2,75
114,6
Mayor de 6
7
0,25
0,75
1,00
51,28
Entre 3 y 6
8
0,25
1,00
0,75
51,28
Entre 3 y 6
9
0,50
0,75
1,25
52,1
Entre 3 y 6
10
0,00
0,00
0,25
10,42
Menor de 3
11
0,00
0,00
0,25
10,42
Menor de 3
12
0,25
0,25
0,25
10,42
Menor de 3
páginas: 88 - 97
]
[
[ 93
Medidas de potencial de corrosión
Para determinar la posibilidad de corrosión de
las armaduras embebidas en los distintos tipos
de hormigón, expuestos a la penetración de CO2
en la cámara de carbonatación, se midieron una
vez a la semana los potenciales de cada barra
de acero con respecto al electrodo de referencia
Cu/CuSO4, cuyo promedio por muestra se indica
en la Tabla 3.
FIGURA 4 Cemento portland puzolánico
FIGURA 5 Cemento siderúrgico
FIGURA 6 Portland siderúrgico
FIGURA 7 Portland corriente
FIGURA 8 Potencial promedio de muestras
expuestas al ataque de CO2 en cámara de
carbonatación, durante cada semana del tiempo
de exposición
94 ]
]
[
páginas: 88 - 97
TABLA 3 Potencial de corrosión de las barras durante el proceso de carbonatación
acelerada
MUESTRA Nº
POTENCIALES
DIA 7
DIA 14
DIA 21
1
-150
-296
-262
2
-136
-375
-367
3
-138
-262
-244
4
-139
-285
-302
5
-137
-302
-289
6
-168
-531
-501
7
-165
-246
-267
8
-133
-232
-247
9
-168
-295
-304
10
-153
-49
-61
11
-171
-146
-172
12
-120
-99
-110
CONCLUSIONES
En base a la observación de las probetas cortadas
por la mitad, a las que se aplicó fenolftaleína, se
pudo observar que los cementos que presentaron
el mejor comportamiento frente al ataque de CO2
fueron el Portland corriente y el Portland Siderúrgico, siendo el segundo un 25% menos efectivo.
Las mayores penetraciones se encontraron en los
cementos Portland Puzolánico y Siderúrgico, los
cuales mostraron penetraciones que duplicaron las
del Portland corriente.
Por otra parte, la penetración de CO2 en probetas
confeccionadas con la razón agua/cemento 0,45 fue
aproximadamente el 50% inferior a la penetración
obtenida con las razones agua/cemento 0,50 y 0,55.
Además se pudo observar que no existe gran diferencia en los comportamientos de estas dos últimas por
lo cual, si se considerara exclusivamente este factor,
podría usarse una u otra indistintamente.
Las mediciones de potencial de corrosión confirman
estas tendencias, obteniéndose el mismo orden de
comportamiento, pero además es posible notar la
capacidad del cemento Portland corriente de pasivar
páginas: 88 - 97
]
la enfierradura, disminuyendo el riesgo de corrosión
una vez colocada en el hormigón, es decir, los valores
de potencial van tomando valores más positivos, que
indican un estado de indiscutible pasivación del acero que está inmerso en el hormigón. Una vez más,
esto se debe a la alta reserva alcalina que posee un
hormigón con cemento portland corriente.
Esta única cualidad permitiría potenciar este tipo
de hormigón para ambientes industriales, ya que la
reserva alcalina, con pH básico, permitiría mantener
por más tiempo la pasividad del hormigón. Un análisis más detallado puede realizarse para notar que la
solubilidad de los compuestos básicos de iones sodio
y potasio, al ser más solubles, aumentan la porosidad
y la absorción capilar de este tipo de hormigones.
Los valores de coeficiente de carbonatación KCO2
obtenidos después de 21 días de exposición indicarían que valores menores que 11 mm /año0,5 corresponden a hormigones de buena calidad, y sobre 83
mm /año 0,5 serían hormigones de mala calidad en
relación a su resistencia a la difusión de CO2, según
Cruz y Andrade (1993). Estos resultados no son
concluyentes sino que solo representan el punto de
partida para investigaciones futuras respecto de la
durabilidad proyectada para los hormigones reales
y la posibilidad de compararlos frente a la velocidad
de carbonatación en un tiempo muy reducido.
[
[ 95
La resistencia a compresión también fue un parámetro de comparación relevante: a mayor resistencia
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18. RILEM TC 56-MHM; CPC 18. Measurement of hardened concrete carbonation depth. Materials and
structures, Vol 21, Nº 126, enero 1988, pp 453455
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páginas: 88 - 97
19. Saeki T., Ohga H. and Nagataki S., Mechanism of
carbonation and prediction of carbonation process
of concrete, Concr. Libr. JSCE 17 (1991), pp. 23–
36.
20. Song Ha-Won, Kwon Seung-Jun, Keun-Joo Byun,
Chan-Kyu Park. Predicting Carbonation in earlyaged Cracked Concrete. Cement and Concrete Research. 36 (2006), pp979-989
21. Thiery M. , Villain G., Dangla P. and Platret G.. Investigation of the Carbonation front shape on ce-
páginas: 88 - 97
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mentitious materials: Effects of the chemical kinetics. Cement and Concrete Research. 37, 7 (2007),
pp. 1047-1058.
22. Valls S. and Vázquez E.. Accelerated carbonation
of sewage sludge–cement–sand mortars and its
environmental impact. Cement and Concrete Research 31, 9, (2001) pp. 1271-1276.
23. Yagùe A., Valls S., Vásquez E., Albareda F.. Durability of concrete with addition of dry sludge from
waste water treatment plants. Cement and concrete Research 35 (2005), pp. 1064-1073.
[
[ 97
The Generalization of
the Integrated Direction
of Projects “Project
Management” in the
Construction Business Sector
La Generalización de la
Dirección Integrada de
Proyectos (DIP) “Project
Management” en el
Sector Empresarial de las
Construcciones
Autores
JUAN ANTONIO CHÁVEZ VEGA
Doctor en Ciencias Técnicas, Ingeniero Civil, Profesor Titular.
Facultad de Ingeniería Civil de la Universidad Michoacana de San
Nicolás de Hidalgo, Morelia, Michoacán, México.
SALVADOR F. ESPINET VÁZQUEZ
Doctor en Ciencias Técnicas, Ingeniero Civil, Profesor Titular.
Facultad de Ingeniería Civil. Instituto Superior Politécnico “José A.
Echeverría”, La Habana, Cuba.
09/04/07
Fecha de recepción
03/05/07
[ 98
Resumen
La importancia de la implantación del
“Project Management” (Dirección
Integrada de Proyectos (DIP)) en Latinoamérica, es algo con relación a
lo cual no existe ninguna discusión,
aceptándose incluso que este es un
proceso inevitable y deseable. Los debates se han desplazado entonces a la
búsqueda de respuestas para algunas
de las principales interrogantes que
actualmente existen con relación a
dicha implantación en los países latinoamericanos.
En el presente trabajo se analiza la necesidad de entender la generalización de la
DIP, como un proceso de carácter sistémico, el cual debe estar dotado de una visión multisectorial y se adelantan además,
algunas ideas que pudieran contribuir a
unir voluntades y encauzar esfuerzos en
ese proceso de implantación.
Palabras clave: Dirección Integrada de Proyectos, construcción, perfeccionamiento
empresarial.
Abstract
The importance of the installation of
the Project Management (��
“��
Dirección
I n t e g r a d a d e Proye c t o ( D I P ) ” ) i n
Latin America, it is something with
relationship to that which any discussion
doesn’t exist, being even accepted that
this is an unavoidable and desirable
process. The debates have moved then
to the answer search for some of the
main queries that at the moment exist
with relationship to this installation in
Latin America.
Presently work is analyzed the necessity to
understand the generalization of the DIP,
as a process of systemic character, which
should be endowed with a wide vision and
they are also ahead some ideas that could
contribute to unite wills and to channel
efforts in that installation process.
Key words��: Project
��
Management, construction, business improvement.
páginas: 98 - 104
]
Juan Antonio Chávez V. - Salvador F. Espinet V.
[
[ 99
Introducción
La importancia de la implementación de la Dirección Integrada de Proyectos (DIP) en los países
latinoamericanos, y sobre todo en esta época
de globalización, en donde los países con un
alto desarrollo tecnológico son los que tienen
las mayores ventajas competitivas, es algo con
relación a lo cual no existe ninguna discusión,
aceptándose incluso que este es un proceso
inevitable y deseable. Los debates se han desplazado entonces a la búsqueda de respuesta
para algunas de las principales interrogantes que
actualmente existen con relación a la implementación de la DIP en estos países, sobre todo los
de Latinoamérica.
No constituye una casualidad que analicemos de
manera particular, la inevitabilidad de la generalización de la DIP en el sector empresarial de la industria
de la construcción, donde la rapidez de los cambios
que se están produciendo reclaman tanto respuestas
inmediatas en lo organizativo, económico, socio-psicológico, jurídico y otros aspectos, como soluciones
radicales y perspectivas, en el sentido de transformar
estratégicamente nuestras empresas para que alcancen la necesaria capacidad competitiva.
Esto significa que muchas cosas tendrán que hacerse de
manera diferente y una de ellas es la forma en que se ha
venido generalizando la DIP; sobre todo por las exigencias actuales que el Proceso de Perfeccionamiento Empresarial impone a nuestras empresas constructoras.
En el presente trabajo se analiza la necesidad de
entender la generalización de la DIP, como un proceso de carácter sistémico, adelantándose, además
algunas ideas que pudieran contribuir a unir voluntades y encauzar esfuerzos en ese proceso de
implementación.
Hasta el momento la generalización de la DIP es
más bien un proceso espontáneo, determinado por
las condiciones del entorno en que se desenvuelve
nuestra economía; pero es necesario que se realice de
manera consciente y entonces sí pudiéramos hablar de
un verdadero Proceso de Implementación de la DIP.
La vinculación de la DIP en el proceso
de perfeccionamiento empresarial
queda de los niveles de competitividad requeridos por
diversos aspectos económicos que puedan influir.
El Proceso de Perfeccionamiento Empresarial constituye la respuesta a los requerimientos de la inserción
de los países latinoamericanos en la Economía Internacional, para lo cual es una condición indispensable
el logro de la competitividad industrial. Precisamente
el Proceso de Perfeccionamiento Empresarial considera como una de sus bases el logro de la mejora
continua de la gestión interna de las empresas, para
alcanzar de forma sistémica un alto desempeño para
producir bienes o prestar servicios competitivos.
No puede perderse de vista que la competitividad es un
desafío social y no solo económico, porque la competitividad de una economía se logra finalmente en función
de su capacidad de movilización, del potencial creativo y
del Know-How disponible y aplicable en la sociedad.
La Dirección Integrada de Proyectos (DIP) constituye una
herramienta efectiva de dirección, pero su asimilación
debe ser según las características propias de cada país
y organización específica. La adopción de esta forma de
dirección constituye una vía para lograr la integración
de diferentes elementos que lo conforman en la bús-
100 ] Revista de la Construcción
o
Volumen 6 N 1 - 2007
]
La necesidad de un análisis integral de la gestión en
las organizaciones y en el desenvolvimiento de las
diversas actividades relacionadas con la organización
(estructura organizativa, recursos, métodos y procedimientos), determinan el empleo de la DIP como un
importante instrumento de dirección empresarial.
La DIP donde mejor sentido de aplicación tiene es en
el nivel empresarial y esto se refuerza actualmente
con el Proceso de Perfeccionamiento Empresarial, que
dota a las empresas de la autoridad necesaria para
establecer sus planes de negocios, planes de desarrollo, actividades de comercio exterior propias, etc.
Las exigencias actuales del Proceso de Perfeccionamiento
Empresarial hacen claramente perceptible la necesidad de
que nuestras empresas constructoras al perfeccionarse,
adopten estructuras no tradicionales en las cuales el trabajo por proyectos es vital y se impone entonces realizar
la Dirección Integrada de Proyectos (DIP). Esta situación es
bueno aclarar que no es solo privativa del sector productivo, sino que se manifiesta en todos los ámbitos donde
existen organizaciones que administran recursos.
[
páginas: 98 - 104
La generalización de la DIP en el sector empresarial,
debe ser entendido como una transformación estratégica, que necesita la participación de lo más avanzado
en materia de dirección empresarial, como requisito
para poder asimilar toda la ciencia y tecnología que
demanda el logro de la competitividad empresarial.
El carácter sistémico de la
implementación de la DIP
1. La distinción entre cuatro niveles analíticos (meta,
macro, meso y micro).
2. La vinculación de elementos pertenecientes a la
economía industrial, a la teoría de la innovación y a la
sociología industrial, con los argumentos actuales sobre
gestión económica, que han sido desarrollados por las
ciencias políticas, en torno a las redes de políticas.
La implementación de la DIP debe tener un carácter sistémico, lo que proporciona un marco para
el análisis y la configuración de los elementos que
determinan su implementación. El carácter sistémico
de la DIP no puede ser restringido a su estrecha relación con la estrategia organizacional y con la alta
dirección empresarial, realmente está determinado
por su estrecha vinculación a los problemas relacionados con la competitividad.
Al referirnos a la competitividad lo hacemos considerando a la misma con su enfoque sistémico, en
las condiciones de estos países es este el concepto
de competitividad más adecuado para ser aplicado.
Esta imposibilidad es motivada por el hecho de que
son elementos medulares de dicho concepto, la
existencia de una organización empresarial situada
más allá de las concepciones tayloristas, donde
la innovación es reconocida enfáticamente como
factor central del desarrollo económico y donde
está presente la capacidad de activar las potencialidades de aprendizaje e innovación en todas las
áreas operativas de la empresa y existen múltiples
redes de colaboración orientadas a la innovación,
con el apoyo de diversas instituciones situadas en
un contexto institucional capaz de fomentar la
innovación. Lo anterior determina que el concepto
de la competitividad estructural solo es válido por
los países altamente industrializados.
Es necesario aclarar que el hecho de que el entorno
empresarial latinoamericano no sea de manera global
eficaz, no impide el desarrollo de la competitividad.
Los cambios ocurridos por la globalización están
determinado por parte de algunas empresas la realización de los esfuerzos necesarios para mejorar
con rapidez en este aspecto para poder acceder a
mercados internacionales.
El concepto de la competitividad sistémica puede
ser aplicado en países industrializados y en países
en desarrollo. Los elementos que diferencian este
concepto de otros son:
páginas: 98 - 104
]
Según el concepto de la competitividad sistémica, sus
determinantes no pueden ser entendidos sino a partir
de la relación recíproca entre los elementos y factores
localizados en los cuatro niveles de análisis que reconoce, este mismo ha sido el enfoque aplicado para
analizar el proceso de implementación de la DIP.
El Proceso de Perfeccionamiento Empresarial es el
factor que está determinando la creación dinámica
de nuevas ventajas comparativas y de la competitividad internacional permanente de nuestras empresas,
de las cuales exige el aumento de la productividad
del trabajo mediante la adaptación oportuna de
nuevas tecnologías, estructuras organizacionales y
redes de cooperación, la búsqueda de calidad y el uso
racional y ecológico de los recursos naturales.
Pero lo anteriormente planteado requiere, más que
recursos financieros y materiales, desarrollo de “capital humano”, para lo que lógicamente se necesita
un proceso de aprendizaje social de largo alcance,
que demanda innovaciones fundamentales y la formación de una capacidad de gestión efectiva a todos
los niveles económicos.
En cualquier país en desarrollo, se tendrá que para
fortalecer la competitividad internacional de sus
empresas, crear redes tecnológicas y desarrollar un
nuevo patrón organizacional en el que la “competencia y cooperación” a nivel micro son completados
con un amplio diálogo social entre los sectores económicos y científicos de las Instituciones Educativas,
así como las organizaciones no gubernamentales
relacionadas con la industria de la construcción. A
las DIP le toca la función de ser uno de los elementos capaces de contribuir al impulso del logro de la
competitividad internacional de las empresas; de
hecho en estos momentos está desempeñando un
[
[ 101
importante papel dentro de la estrategia competitiva
de muchas empresas.
Anteriormente habíamos planteado que la implementación de la DIP es un proceso sistémico y ahora
podemos decir además que el mismo para realizarse
exitosamente necesita de la interacción de los cuatro niveles de análisis utilizados en el modelo de la
competitividad sistémica.
Los requerimientos de cada uno de estos niveles
para el proceso de implementación de las DIP, de
una manera general, son:
• En el nivel meta se requiere la existencia de estructuras sociales, determinados valores, un paradigma de la organización y una estrategia bien
desarrollada por los actores de este proceso.
• En el nivel macro lo más necesario es la estabilidad
macroeconómica, tales como: reformas del sector
económico estatal y de la política de comercio
exterior y el desarrollo de un sector financiero
eficaz, por solo mencionar algunas. Lo anterior
puede crear un entorno adecuado para la implementación de la DIP.
Elementos para ser considerados en el
proceso de implementación de la DIP
Después de haber definido los elementos a tener
presente en los cuatro niveles de análisis necesarios
para que el Proceso de Implementación de la DIP
tenga un carácter sistémico, se considera oportuno
ofrecer algunas reflexiones al respecto de cómo
deberá ser este proceso.
El primer problema a resolver es que, una de las
condiciones necesarias es la generalización del conocimiento y la práctica relevante de la DIP, para poder
lograr el perfeccionamiento de la política de gestión
de los recursos humanos, materiales y financieros,
encaminados al mejoramiento de todo el sistema
empresarial.
Para resolver ese problema será necesario realizar
acciones de carácter estratégico para establecer
alianzas entre las instituciones portadoras del conocimiento y la práctica relevantes de la DIP, tanto internamente en los países como con los del exterior.
o
]
• En el nivel meso lo más importante son los factores
que más influyen en el entorno empresarial, tales
como las políticas de educación, investigación y
tecnología. Es importante además el mecanismo
de coordinación entre las organizaciones que
participen en el proceso de implementación.
• En el nivel micro, donde las empresas se ven confrontadas hoy con requerimientos cada vez mayores, que resultan de distintas tendencias, será
necesario que sufran una readecuación tanto a
nivel interno como en su entorno inmediato. La
consecución simultánea de eficiencia, flexibilidad,
calidad y velocidad presupone introducir profundos
cambios en los siguientes planos: en la organización
de la producción, en la organización del desarrollo
del producto y en la organización de las relaciones
de suministro. La tarea que ha de emprenderse
en los tres planos es la combinación creativa de
innovaciones tanto de organización como sociales y
técnicas. Las innovaciones sociales que constituyen
el requisito indispensable para el funcionamiento
de los nuevos conceptos de organización, incluyen
aspectos tales como reducción de planos jerárquicos y delegación de ciertos márgenes de toma de
decisiones al nivel operativo.
El segundo problema lo constituye el hecho de que
la dirección del Proceso de Implementación de la DIP
debe realizarse mediante la participación simultánea
de los actores que operan dentro de las estructuras
organizacionales formales, o sea, en las empresas y
los denominados actores informales que operan en
el entorno empresarial.
La solución de ese problema significa, que tanto
actores formales como informales, para participar
de manera simultánea en la dirección del Proceso de
Implementación de la DIP, deberán ser capaces de
integrarse de manera consciente en un esquema de
redes sustentado en la comunidad de sus intereses.
Esto los llevará entonces a movilizarse en la búsqueda
de mecanismos y métodos apropiados para dirigir
el proceso, lo que constituye un tercer problema;
agudizado por la falta no tanto de experiencia como
de resultados prácticos a la hora de integrar instituciones al trabajo en redes informales.
Para solucionar el problema anterior será necesario
desde el inicio del proceso, desarrollar un equipo
[
páginas: 98 - 104
facilitador, dotado de las competencias necesarias
para gestionar la integración en redes, de todas las
instituciones identificadas como demandantes de
acciones de implementación de la DIP.
El cuarto problema lo constituye el hecho de que
de una manera particularmente aguda el entorno
tecnológico en que se desenvuelven nuestras empresas, hace que se distinga el bajo desempeño de
estas en cuanto a la aplicación de la ciencia y la tecnología de manera general; siendo el factor que más
ha incidido en esto, la baja proporción del esfuerzo
empresarial. El Proceso de Implementación de la DIP
no debe escapar a este contradictorio fenómeno, ni
aun por el hecho, de que desde el punto de vista de
su magnitud, las empresas estén categorizadas como
grandes, medianas o pequeñas, y son precisamente
estas las que más necesitan para ganar en eficiencia,
trabajar en esquema de DIP.
Sería necesario, para resolver este problema, impulsar todas las acciones que contribuyan a crear una
cultura innovadora en las empresas que propicie la
generación, utilización y difusión generalizadora
de los resultados científicos y tecnológicos para
evolucionar al compás de los cambios económicos y
sociales que se puedan producir en los países.
Un quinto y último problema, lo constituye la
necesidad de financiamiento para llevar adelante el
proceso de implementación de la DIP en el sector
empresarial, sobre todo en relación con la formación
de los recursos humanos.
Considerando la situación económica actual, la solución más racional para este problema es lograr
que la fuente fundamental de financiamiento sea
de origen empresarial. Esto estaría justificado por
los resultados que pretenden obtener las empresas en el sentido de aumentar la rentabilidad, y el
proceso puede hacerse entonces sostenible a partir
de reasignar un porciento de las utilidades de estas
empresas, a solucionar los problemas relacionados
con la implementación de la DIP.
Programa de implementación de la DIP
Resulta conveniente lograr que el Proceso de implementación de la DIP en el sector empresarial sea considerado como un programa de carácter científico-técnico,
páginas: 98 - 104
]
Sobre la base de todo lo planteado anteriormente,
se formulan los que podrían ser considerados como
Objetivos Estratégicos del Proceso de Implementación de la DIP en el sector empresarial de las
construcciones:
• Garantizar la formación de los recursos humanos
necesarios para la aplicación de la DIP en las empresas.
• Contribuir a la difusión de los últimos conocimientos relacionados con la DIP, que sean útiles en las
condiciones específicas de cada país.
• Formación de una auténtica cultura de DIP en el
sector empresarial.
• Lograr que la mayor cantidad posible de entidades
apliquen esta técnica.
En correspondencia con los objetivos estratégicos
anteriormente definidos, pueden adelantarse un
conjunto de Acciones:
• Precisar de la forma más participativa posible, las
diferentes organizaciones que deben integrarse
al proceso de implementación de la DIP.
• Compatibilizar el funcionamiento de los distintos
órganos colectivos que sean necesarios crear.
• Incorporar la DIP como una herramienta de primera importancia para el Proceso de Perfeccionamiento Empresarial.
• Incorporar a especialistas de alto nivel, que tengan relación con el Proceso de Implementación
de la DIP.
• Realizar un diagnóstico estratégico de necesidades y oportunidades del Proceso de Implementación de la DIP.
• Organizar encuentros para analizar y discutir
tópicos de carácter teórico y básico relacionados
con la DIP.
El adecuado desarrollo del Proceso de Implementación de la DIP dependerá de la forma en que
sea dirigido y esto exigirá una elevada capacidad
de organización, interacción y gestión por parte
de los actores principales, para poder lograr una
acción sistemática que abarque todo el sector
empresarial.
al que proponemos denominar “Programa de Implementación de la DIP en el sector empresarial”, y
que sería capaz de articular las acciones y los medios
para resolver los problemas que se vienen presentando
con la generalización de la DIP en las empresas.
[
[ 103
Este Programa para cumplir sus objetivos estaría
compuesto por proyectos que constituirán esfuerzos
planificados, que interrelacionan y coordinan un grupo de actividades diseñadas para lograr los objetivos
específicos, dentro del marco de presupuestos financieros y temporales perfectamente definidos.
Este Programa estaría destinado a favorecer entre
otros aspectos, el fortalecimiento de las capacidades internas de las empresas, la utilización de los
conocimientos científico-técnico, la movilidad de
Conclusiones
En la actualidad el Proceso de Perfeccionamiento
Empresarial se puede convertir en el elemento más
dinamizador de la generalización de la DIP en las
empresas constructoras. El Proceso de Perfeccionamiento Empresarial constituye la respuesta a los
requerimientos de la inserción de países latinos en
la economía internacional, para lo cual es una condición indispensable el logro de la competitividad.
La DIP, como eficaz herramienta de dirección para el
sector empresarial, se convierte entonces en una vía
para lograr la integración de los diferentes elementos
que lo conforman, en la búsqueda de esos niveles de
competitividad requeridos por sus economías.
La implementación de la DIP en el sector empresarial requiere de un enfoque sistémico capaz de
proporcionar un marco adecuado para el análisis y
1. Chávez Vega Juan Antonio: Tesis de doctorado
“Modelo Teórico para la concepción de Proyectos
de Construcción de Proyectos. Caso: Asentamientos
Humanos, ISPJAE, La Habana Cuba, 2006.
2. Documento: “Planeamiento Estratégico del GUDIP”,
ISPJAE, MES (2000).
los especialistas participantes, el uso y acceso a la
información relacionada con la DIP y el desarrollo de
postgrados del potencial humano.
El Programa de por sí tendría relevancia social, determinada por su contribución efectiva a la creación de
las condiciones necesarias en el sector empresarial,
para lograr la inserción en la economía internacional.
La participación como se prevé, de una parte de la
comunidad científica, lo dotará además de nivel
desde el punto de vista académico.
la configuración de los factores que determinan su
implementación para contribuir al logro de la competitividad sistémica de las empresas, es válido utilizar
como referencia, el andamiaje teórico del modelo de
la competitividad sistémica.
Puede considerarse que en la actualidad la generalización de la DIP es un proceso de carácter espontáneo, con las consiguientes altas y bajas, razón que
ha determinado un ritmo insuficiente en relación con
la dinámica necesaria para alcanzar la efectividad en
las empresas.
Para revertir tal situación, deberá convertirse la generalización de la DIP en un proceso dirigido de forma
consciente. Los elementos que han sido analizados
en el presente trabajo, pueden ser considerados
como una propuesta para contribuir a la implementación de la DIP en el sector empresarial.
5. Fernández Aluart, Humberto: Resultados prácticos
del “Club Tecnológico CITECA”. Trabajo presentado
en el IV Taller de la Cátedra de Seguridad en la Industria. SAFIND´2001, ISCIN, Ciudad Habana, Cuba
(2001).
6. Planeación Estratégica y Diseño de una Filial del GUDIP (2001).
3. Esser, K. et al.: Competitividad internacional de las
empresas y política requeridas”, IAD, Berlín (1994).
7. Heredia, Rafael: Dirección Integrada de Proyectos,
“Project Management”, Segunda Edición, Escuela
Técnica Superior de Ingenieros Industriales, Universidad Politécnica, España (1995).
4. Faloh Bejaro, Rodolfo, et al. La interfase. Un recurso
para la innovación y la competitividad de la empresa. Editorial Academia, La Habana (2000).
8. OCDE: Information Tecnology Outlook, Its, E-Commerce and the Information Economy, París (2000).
o
]
[
páginas: 98 - 104
entrevista:
Leonardo Veas, nuevo director
“Los nuevos desafíos de DECON UC”
Desde el 16 de noviembre del año pasado
que DECON UC -Dirección de Extensión
en Construcción UC- de la Escuela de
Construcción Civil UC tiene una nueva
Dirección, a cargo del profesor Leonardo
Veas Pérez, Constructor Civil UC y Doctor
en Ciencias Aplicadas por la Universidad
de Lovaina, Bélgica, quien antes desem-
peñaba el cargo de jefe del departamento
de Edificación de la misma Escuela.
- ¿Cuáles son los desafíos que enfrenta
DECON UC hoy?
tos en planificación estratégica y modelos
de gestión. Asimismo, la implementación
antes mencionada contará con un fuerte
soporte de tecnologías de información
y comunicaciones (TIC), esquema en el
cual DECON UC desarrollará sus futuras
actividades.
DECON UC se encuentra con una serie de
desafíos a los cuales ha llegado producto
de un mancomunado trabajo de todos sus
miembros durante el periodo de la Dirección anterior. Entre las estimulantes tareas
que tenemos en el corto plazo, destacaría
en primer lugar el comenzar a implementar el Plan de Desarrollo de DECON UC, el
que obviamente será coherente y estará
absolutamente alineado con el Plan de
Desarrollo de la Escuela de Construcción
Civil UC; en segundo término destacaría el
dar a conocer al sector la nueva estructuración que hemos generado para DECON
UC, donde hemos pasado de tener tres
Áreas a una organización basada en cuatro
Divisiones; finalmente y en concordancia
con el Plan de Desarrollo, establecer, en
términos internos, un nuevo modelo de
gestión.
- ¿Cómo se prepara para enfrentarlos?
Hemos establecido un cronograma que
debiera poder permitirnos contar, hacia
mediados de agosto próximo, con un plan
de acción bastante acabado y con un modelo de gestión comenzando con su ejecución. Para esto trabajaremos, como equipo
DECON UC, arduamente durante un mes y
medio asesorados por un equipo de exper-
Con grandes desafíos a la vista, en un
mercado en donde el tema de la calidad se
presenta con fuerza, la nueva Dirección se
plantea nuevos objetivos con el fin de ser
referentes en el sector construcción.
LEONARDO VEAS P.
Constructor Civil UC y Doctor
en Ciencias Aplicadas por
la Universidad de Lovaina,
Bélgica
- El Laboratorio de Ensayo de Materiales fue acreditado por el INN. ¿Cómo
vislumbra el tema de la calidad en el
sector construcción?
Con preocupante optimismo, ya que observo un destacado interés de algunos
sectores públicos, privados y de instituciones universitarias por poner en discusión e internalizar en forma seria el tema,
pero a su vez preocupante, ya que existen
otros actores que solamente abordan esta
temática por obligaciones impuestas o
meramente marketing.
En el caso de DECON UC, hemos puesto
el tema en el centro de nuestros intereses
y de nuestro accionar, para ello hemos
desarrollado todas las acciones que nos
han permitido lograr a la fecha obtener
la acreditación ante el INN y el MINVU,
tanto en las sedes de Santiago como en
Rancagua, y asimismo hemos comenzado
ha desarrollar las acciones internas para
acreditar a la brevedad nuestra sede de
Salamanca.
De la mano del
nuevo Plan de
Desarrollo de la
Escuela de
Construcción
Civil UC, de la
cual es parte, la
Dirección de
Extensión en
Construcción UC
se prepara para
ser un referente
del sector
construcción
[ 105
- ¿Cuál es el aporte de la Gestión Integral de Proyectos para las obras de
construcción?
La Gestión Integral de Proyectos es un
aporte fundamental para lograr alcanzar
con éxito los objetivos propuestos por un
determinado proyecto, entendiéndolo integralmente, es decir, desde su génesis
(detección de una necesidad) hasta su
periodo de vida útil (necesidad satisfecha).
Desde esta perspectiva, la Gestión Integral
entrega las herramientas y permite mantener una constante preocupación sobre las
variables que se definan como relevantes,
ya sean estas el costo, el plazo, la calidad
u otras que el mandante o propietario defina como prioritarias para él (seguridad,
impacto medioambiental, entre otras). De
esta manera, el foco de atención estará
puesto sobre estas variables en cada una
de las etapas del proyecto, tales como: definición del alcance y producto; contratación y coordinación de diseños; licitación,
contratación, coordinación y control técnico-administrativo en la etapa de ejecución;
apoyo en la puesta en marcha y en servicio
del producto terminado y en la gestión de
no conformidades.
DECON UC ha tenido experiencias muy positivas actuando en apoyo de mandantes
desde una perspectiva de Gestión Integral,
y vemos con creciente optimismo que cada
vez más los actores del sector se están
dando cuenta de los beneficios que trae
para sus proyectos contar con asesores
que los acompañen desde la génesis de
sus ideas de proyecto hasta la puesta en
marcha de estos.
- Y con respecto a la Educación Continua y Capacitación, ¿cómo analiza
este mercado?
DECON UC tiene una vasta trayectoria en el
área de Capacitación, la cual claramente es
una preocupación cada vez más creciente
en nuestro sector, dado que la especialización requiere necesariamente de una
definición clara de competencias para los
distintos perfiles de trabajadores, y en ge-
o
neral, el sector se ha percatado que estas
competencias, no estando siempre presente, son factibles de adquirir. En esa línea
son cada vez más las empresas que nos
solicitan capacitación para sus trabajadores
e incluso nos solicitan cursos cerrados para
determinadas empresas, lo que en muchos
casos ha ido internalizándose como política
propia de algunas empresas.
Asimismo, la formación cada vez más generalista impartida por las universidades y
la constante innovación tanto de normativas como de la industria de materiales e
insumos de la construcción ha significado
que en los últimos años se genere una
demanda creciente de profesionales que
buscan por la vía de cursos, seminarios,
charlas, talleres, entre otros, mantenerse
actualizados en sus conocimientos. Dado
lo anterior, DECON UC ha ampliado y ha
ido creciendo fuertemente en la prestación
de servicios de educación continua para
profesionales del sector, tanto en cursos
y seminarios abiertos, como también, con
cursos y talleres cerrados para empresas,
en el enfoque de la gestión del talento
organizacional.
- ¿Existe demanda por asesorías y estudios especiales en el sector?
Mucho más de lo que uno podría imaginarse, es más, me atrevería a decir que
asesorías y estudios se ha transformado en
un elemento constantemente presente en
nuestra institución, lo que ha significado
crear una división dedicada exclusivamente
a estos servicios. La demanda, tanto en
cantidad como en variedad de este tipo
de estudios, ha sido canalizada a través
del equipo de profesores de nuestra Escuela de Construcción Civil UC, los cuales
por la amplia variedad de especialidades
y por su activo interés en enriquecer su
docencia, de pre y postgrado, por la vía
de la aplicación en casos prácticos de sus
conocimientos teóricos, nos ha permitido
dar respuesta satisfactoria a las demandas
del sector, abarcando una abanico impresionante de variedades y tipologías de
estudios y asesorías.
entrevista:
Aníbal Ovalle Letelier, Presidente de la Asociación de Constructores Civiles UC
“Buscamos ser un referente de opinión”
Agosto de 2006, en un salón de la Casa
Central de la Pontificia Universidad Católica de Chile, el Rector Pedro Pablo Rosso
se reunía con un grupo de ex alumnos de
la Escuela de Construcción Civil de esta
casa de estudios. La invitación fue clara:
reiniciar las actividades de la Asociación
de Constructores Civiles UC (ACCUC), que
había estado dormida por unos años, con
la misión de hacer de nexo entre la Universidad y sus egresados.
Un gran desafío para este grupo de constructores civiles, que se congregaron como
el primer Directorio de esta nueva etapa
de la ACCUC, siendo presidido por Aníbal
Ovalle Letelier, y conformado por Cristián Boetsch Fernández, Giancarlo Ramello Soracco, Daniel Hurtado Parot, Daniel
Zamudio Febrier, Jorge Lathrop Velasco,
- ¿Cuál es la misión de la ACCUC?
La Misión de la ACCUC es establecer el
nexo entre los asociados, entre estos y
la sociedad en general y la académica en
particular. La misión es servir, educar y
estar presentes en el acontecer nacional
representando una opinión informada y
fundada en los valores de nuestra universidad. Buscamos ser un referente de
opinión.
- ¿Cómo se pretende lograr en la práctica estos objetivos?
A través de cuatro pilares: la relación
con los socios, la Escuela de Construcción Civil UC, la Universidad Católica y
y como representantes de la Escuela de
Construcción Civil, su Director Cristián
Piera Godoy, el Subdirector Académico,
Pablo Maturana Barahona, y el profesor
Francisco Prado García.
La primera actividad y que sirvió de relanzamiento de la ACCUC fue una comida
realizada en noviembre del año pasado,
y que reunió a cerca de 600 ex alumnos.
Todo un éxito, si se considera que fue
la primera vez que se realizaba una comida con estas características y donde
compañeros de universidad compartieron
alegremente.
Con más de 300 socios, la ACCUC ya tiene
metas concretas para los próximos dos
años, según cuenta su Presidente, el Constructor Civil Aníbal Ovalle.
el país. En cuanto a la primera, la idea
es establecer una comunicación fluida,
permanente, para informar y ser informados de todo los aspectos relevantes
que están viviendo nuestros asociados,
situaciones laborales, problemas profesionales, etc. Ya creamos nuestro sitio web,
www.accuc.cl, que esperamos nos sirva de
ayuda en nuestra relación con los socios.
Además está el tema de los beneficios, en
el que estamos trabajando ahora, ya que el
objetivo es crear convenios con instituciones afines a la construcción, así como con
cursos de perfeccionamiento, seminarios,
postgrados impartidos por la Universidad,
que hoy en día son una necesidad ineludible, pues estamos en los tiempos de una
educación continua.
Con varios
proyectos en
carpeta, que
incluyen
actividades en Isla
de Pascua,
la ACCUC
cobra vida y
según cuenta su
Presidente, quiere
ser más que una
agrupación que
reúna a los
ex alumnos de
Construcción
Civil UC
[ 107
ANÍBAL OVALLE LETELIER
Presidente de la Asociación
de Constructores Civiles UC
- ¿Cómo se relaciona con la Escuela de
Construcción Civil?
- ¿Por qué un ex alumno de la Escuela
debiera hacerse socio?
La idea fundamental es estar presentes
en el apoyo a la dirección de la Escuela
en el ámbito curricular para ver de qué
manera los ayudamos a monitorear los
profesionales que demanda el mercado
activo, cuáles son los énfasis de reforzamiento que necesita el profesional
constructor, y de qué manera el medio está evaluando su desempeño. Por
otro lado, queremos estar cercanos a
los alumnos en cuanto a poder apoyar
a aquello de escasos recursos, que por
sus méritos, necesiten apoyo económico.
Para ello en un futuro y como meta de
la ACCUC es crear algunas becas que
sean postuladas.
Siempre es bueno relacionarse con sus pares, es bueno estar informados, y en el
marco de las actividades relacionadas con la
comunidad, ¡por Dios que es bueno dar un
poco de lo que se recibió! Y los alumnos de
la Universidad Católica son muy privilegiados en ese sentido, porque como pocos han
tenido el privilegio de estudiar en la mejor y
más prestigiada universidad del país.
- Uno de los pilares nombrados fue el
país. ¿Cómo se van a organizar para ser
un referente a nivel nacional?
“Siempre es
bueno
relacionarse con
sus pares, es
bueno estar
informados, y en
el marco de las
actividades
relacionadas con
la comunidad”
o
Nuestra Asociación debe estar presente en la contingencia nacional con una
opinión fundada, educada e informada.
Cada día nuestra actividad está más regulada por leyes, decretos y normas, que
muchas veces al ser contradictorias crean
un grado alto de incertidumbre, aumentando los costos y atentando contra la
eficiencia. Algo tendremos que decir en
estas materias, si parte importante de
las obras tanto públicas como privadas
son ejecutadas por nosotros. Es por esto
que queremos iniciar un programa de
actividades públicas, donde la primera en
carpeta es realizar desayunos para reunir a
autoridades del sector con nuestros socios
para crear una instancia de diálogo entre
todas las partes.
- ¿Cuáles son las actividades programadas para el segundo semestre de
este año?
En el marco de las actividades relacionadas
con la comunidad, se está planificando y
preparando un operativo de capacitación
en aspectos relacionados con la construcción para los habitantes de Isla de Pascua,
que se espera desarrollarlo en el mes de
octubre. Para ello prontamente viajará a la
isla un grupo evaluador. Para este proyecto
contamos con auspicios de empresas privadas, las que en el marco de la RSE darán
el apoyo económico. La Escuela de Construcción Civil UC y sus entes asociados nos
darán el apoyo técnico y docente.
- ¿Cómo ve la ACCUC de aquí a 5
años?
Sin lugar a dudas la veo como una asociación viva, con miembros activos conformando comités de trabajo, presente y
siendo un referente de opinión. Con una
clara vocación de transmitir los valores e
ideales de la Universidad Católica y con actividades permanentes de responsabilidad
social para con la comunidad y los pares.
concurso:
Holcim Awards para proyectos de construcción sostenible
Construyendo nuevas perspectivas para el futuro
E
l segundo ciclo del concurso Holcim
Awards para promover la construcción
sostenible en todo el mundo ya inició la
recepción de proyectos para participar
en su versión 2007. El premio monetario para las cinco competencias regionales y la competencia global asciende a
US$ 2 millones.
En la actualidad, y debido a los problemas medioambientales que se viven,
con consecuencias como el calentamiento
global y cambios climáticos, el concepto de
construcción sostenible se hace cada día
más importante. Es por esto que Holcim
Foundation se ha propuesto como objetivo establecer los premios Holcim Awards
como una plataforma internacional que
permita a profesionales y especialistas de
todo género promover el diálogo interdisciplinario, la difusión de mejores prácticas
y nuevas ideas y examinar posibles soluciones.
La idea es que Holcim Foundation actúe
como facilitador de manera que −cualquiera que sea el origen− las ideas atractivas e innovadoras puedan ser discutidas
y evaluadas con mayor profundidad por un
amplio público de especialistas. Facilitar el
intercambio de experiencias y el conocimiento de los factores que determinan la
sosteniblidad en la edificación y la construcción es una inversión en educación,
innovación y aprendizaje activo (aprender
haciendo). Es por esto que el concurso
está abierto a todos los profesionales
implicados en proyectos en el área de la
construcción sostenible, como arquitectos,
urbanistas, ingenieros y propietarios de
proyectos.
El concurso realizado en el 2005/06
atrajo más de 3.000 inscripciones de 120
países. Los ganadores conjuntos del global
Awards Oro fueron; un proyecto de integración urbana en Caracas, Venezuela y el
diseño de una nueva estación de ferrocarril
en Stuttgart, Alemania. El global Awards
Plata fue para un plan maestro y una estrategia de renovación regional para el valle
Mulini cerca de Amalfi, Italia, y el Bronce
fue para un proyecto de renovación urbana
y residencial de bajo coste en Montreal,
Canadá.
[ 109
Holcim Awards es un concurso organizado
por Holcim Foundation for Sustainable
Construction con sede en Suiza. Esta fundación independiente está patrocinada por
Holcim Ltda. en conjunto con las compañías locales del Grupo −en Chile a través
de Polpaico− y las universidades asociadas:
Instituto Federal Suizo de Tecnología (ETH
Zurich) Suiza; Instituto Tecnológico de Massachusetts (MIT) Boston, Estados Unidos;
Universidad de Tongji (TDX), Shanghai,
China; Universidad Iberoamericana (UIA),
Ciudad de México, México; y Universidad
de Witwatersrand (Wits), Johannesburgo,
Sudáfrica.
Un futuro para las próximas
generaciones
La construcción sostenible constituye
una manera de satisfacer las actuales necesidades de vivienda e infraestructura sin
comprometer la capacidad de las futuras
generaciones para satisfacer sus propias
necesidades en el porvenir. Lo anterior
refleja, en pocas palabras, la definición del
Programa de las Naciones Unidas para el
Medio Ambiente (PNUMA) sobre construcción sostenible como “una manera de la
industria de la construcción de conseguir
el desarrollo sostenible considerando los
aspectos medioambientales, socioeconómicos y culturales. En concreto, este
concierne a cuestiones tales como el diseño y gestión de edificaciones, materiales,
prestaciones constructivas en cuanto al
consumo de energía y de recursos: todo
ello dentro de la órbita más amplia del
desarrollo y la gestión urbanos”.
Es por esto que la construcción sostenible requiere de una actitud mental
que vaya más allá de la disciplina de una
ciencia exacta: una combinación de la experiencia alcanzada a lo largo de los siglos
en arquitectura, ingeniería y construcción
con la exploración innovadora de nuevos
enfoques a fin de satisfacer las demandas
de generaciones futuras. De esta forma,
fusiona la experiencia con el afán de explorar nuevos horizontes.
Dependiendo del contexto y de las necesidades, la construcción sostenible debe
combinar la aplicación de diferentes métodos y enfoques con la continua exploración
de estrategias sólidas de ingeniería, planificación y desarrollo en lo que respecta
a la sociedad y al medio ambiente. La
diversidad de enfoques sobre construcción
sostenible da la oportunidad de aprender
de la innovación y de celebrar nuevas soluciones. Holcim Foundation aporta activamente su experiencia y entiende su
compromiso.
Dando la talla para abordar los
problemas de una construcción
sostenible
Los premios Holcim Awards comprenden cinco competencias regionales (en
2007/08) y una competencia global (en
2009). Los regionales se dividen en cinco áreas geográficas: Europa, América
del Norte, América Latina, África, Medio
Oriente y Asia/Pacífico. Los tres proyectos
ganadores por región clasifican al Holcim
Awards global.
110 ]
Todos los proyectos de construcción
son elegibles para el concurso si la construcción no ha comenzado antes del 1 de
junio de este año. En la primera fase del
concurso se seleccionarán los ganadores
regionales en 2008 que clasificarán automáticamente a la fase mundial que se
celebrará en 2009.
Los proyectos presentados a concurso
son evaluados por jurados independientes
en cinco regiones del mundo utilizando una
definición de cinco puntos de construcción
sostenible. Los denominados “aspectos objetivos” sirven como patrón para valorar en
qué medida una construcción contribuye al
desarrollo sostenible. Tres de estos se adaptan a los objetivos primarios de la agenda
de Río: rendimiento medioambiental, social
y económico equilibrado.
Un aspecto objetivo hace referencia específicamente a la construcción: la creación
de buenos edificios, vecindarios, poblaciones y ciudades. Otro adicional reconoce la
necesidad de mejoras significativas que
puedan aplicarse en una escala amplia: cali-
dad ecológica y conservación de la energía;
rendimiento económico y compatibilidad;
estándares éticos y equidad social; impacto
contextual y estético; y grado de cambio y
capacidad de transferencia.
El jurado está formado por arquitectos
y docentes renombrados internacionalmente, entre los que destacan Harry Gugger, arquitecto y autor, Suiza (región de
Europa), Adèle Naude Santos, Decana de
Arquitectura, Massachusetts Institute of
Technology, EE.UU (América del Norte),
José Luis Cortés, Decano de Arquitectura,
Universidad Iberoamericana, México (Latinoamérica), Joe Addo, arquitecto, Ghana
(África-Oriente Medio), y Ashok Lall, arquitecto, India (Asia-Pacífico) Charles Correa, arquitecto, India, presidirá el jurado
del concurso global Holcim Awards. Una
lista completa de todos los miembros de
cada jurado está disponible en www.holciawardas.org, donde puede encontrarse
información exhaustiva sobre el concurso y
pueden enviarse las inscripciones y proyectos en línea únicamente en inglés, hasta el
29 de febrero de 2008.
La
construcción
sostenible
constituye una
manera de
satisfacer las
actuales
necesidades de
vivienda e
infraestructura.
[ 111
Categoría “Next Generation”
(Siguiente Generación)
A partir de este año se creó una nueva
categoría, llamada “Next Generation”,
que está abierta para proyectos que entreguen ideas o visiones a nivel conceptual, que estén en una primera etapa de
diseño, y que tengan una baja probabili-
dad de ejecución. Para que sus proyectos
puedan ingresar a participar, los autores
deben ser menores de 35 años hasta el
29 de febrero del 2008. No hay una fase
global para los participantes en esta categoría y todos los proyectos de autores
mayores de 35 años pueden participar
solamente en la categoría principal de
“Holcim Awards”.
Premios
El monto total de los premios para los concursos Holcim Awards regional y
global es de 2 millones de dólares (US$).
Para cada región se entregarán US$ 270,000 en premios:
- Holcim Awards Oro, Plata y Bronce US$ 175,000 ( 100, 50, 25)
- De 3 a 6 premios de Reconocimiento US$ 60,000 (total)
- 3 premios para la categoría “ Next Generation” US$ 35,000 (total)
Para la categoría Global se entregarán US$ 650,000 en premios:
- Holcim Awards Oro, Plata y Bronce US$ 600, 000 (300, 200, 100)
- Premio Holcim a la Innovación US$ 50,000 (total)
112 ]
TITULADOS 2007
José Luis Abarca Moebis
Erick Alexis Acevedo Rubio
Abraham Antonio Acuña Estrella
Álvaro Omar Aguilera Martínez
Juan Sebastián Aguirre Tello
Jorge Mauricio Andrades Barriga
Felipe Ignacio Andreotti Soto
Cristián Andrés Araya Arduini
Gerardo Andrés Araya Letelier Mejor egresado
Mejor examen de título escrito
Cristina Andrea Arriagada Silva
Gonzalo Patricio Barahona Cabrera
Vanessa Ivonne Beltrand Montenegro
Carla Alejandra Berríos Bejar
David Kristoffer Blomstrom Bjuvman
Sebastián Boetsch Álamos
José Miguel Bravo Peñaloza
Cristián Denis Brown Godoy
Eduardo Andrés Bruna Silva
Marcelo Leonardo Bustamante Ramírez
Rolando Emilio Cáceres Campos
Alfonso Nicolás Cáceres Peñaloza
Roberto Camacho Díaz
Luis Felipe Camilla Mellado
Rafael José Antonio Camps Torre De Mer
María Alejandra Caris Ehremberg
Maylinh Alejandra Carrasco Venegas
Javier Eduardo Carrillo Jaramillo
Ricardo Alejandro Carter Araya
Daniel Enrique Carvajal Palma
Claudia Fabiola Carvajal Rojas
David Eduardo Casas Morgerstern
Marcelo Adrián Caussade Troemel
Alejandro Luis Ceballos Gutiérrez
Daniel Amos Cerda Montalva
Javier Ignacio Cerda Salvatierra
Bernardita Paz Charme Marín
Gonzalo Leonardo Contreras Ortega
David Patricio Coopman Cases
Juan Pablo Costa Navarro
Juan Andrés Covarrubias Alcalde
Nicolás Andrés Danessi Jeraldino
Joao Agusto De Carvalho González
Sergio Eduardo Díaz Galleguillos
Cristian Manuel Díaz López
Jorge Taufick Dides Cabrera
Luis Manuel Dinamarca Pino
Natalia Domínguez Moreno
Francisco José Dosque Concha
Rodrigo Alonso Durán Valenzuela
Javier Ignacio Eliessetch Foncillas
Terence Mike Elliot Stambuk
Mejor deportista destacado
Matías Roberto Espinosa Cerda
Patricio Rodrigo Farías Montefinale
Sebastián Alejandro Fernández Da Costa
Roberto Felipe Fernández Flores
Mitzu Sandra Figueroa González
Jorge Andrés Flores Saavedra
Giovanni Fortunato Navarrete
Gerhard Rudi Fritz Kelly
Carlos Eduardo Fuentes Barría
Rodrigo Andrés Fuentes Polanco
Cristián Gabriel Fuenzalida Riffo
Martín García-Huidobro Covarrubias
Mauricio Esteban Garrido Salazar
Pablo Andrés Gatica Alarcón
César Omar Gómez González
Diego González Bucchi
Guillermo Rodrigo González Guajardo
Marlene Ivonne González Henzi
Víctor Rodrigo González Retamal
Héctor Edgardo Gónzalez Reyes
Carolina Angelina González Rojos
Juan José Gutiérrez García
Reinaldo Julián Gutiérrez Jiménez
Mario Andrés Gutiérrez Ríos
Felipe Andrés Hernández Jadue
Claudio Alejandro Herrera Urrutia
Francisco Javier Hoehmann Cárcamo
Sebastián Ramón Hopfenblatt Espinosa
Lorena Elizabeth Inostroza Molina
Bárbara Francisca Jalilie Salgado
Francisco Andrés Jara Jofré
Juan Eduardo Jofré Guerra
Federico Litenstein Goldzweig
Diego Alonso Lobos Corte
Gabriel Alejandro Madariaga Rosales
Álvaro Alfredo Alejandro Mansilla Jiménez
Cristián Marcell Molina
Guillermo Enrique Marchant Campos
Felipe Eduardo Mardones Podesta
Ricardo Enrique Martínez Cornejo
Germán Esteban Matamala Rebello
Rafael Ignacio Méndez Castro
Carlos Leopoldo Méndez Navarrete
Cristián Gabriel Meza Castro
Felipe José Montalvo Araya
Roberto Javier Morales Garbarino
Mauricio Cristián Morales Moraga
Lucas Bernardo Morín Icaza
Nicolas Benjamín Norero Barraza
Gabriel Antonio Núñez Mesquida
Alejandra del Pilar Núñez Valdivieso
Gonzalo Patricio Olivares Vásquez
Álvaro Fabián Olivares Véjar
Manuel Francisco Orellana Bravo
Leonard Sebastián Orellana Sepúlveda
Mauro Alejandro Orellana Velastegui
Mariel Liliette Ortiz Oliva
Bernardita Trinidad Ortúzar Jiménez
[ 113
Cristián Hernán Osorio Muñoz
César Nicolás Osses Carrasco
Mariluz Andrea Otárola Osses
Juan Pablo Palacios Hermosilla
Leonardo Enrico Persico Maffioletti
Claudio Alberto Pino Carvajal Mejor memoria de titulación
Diego Fernando Pinuer Pérez
Mauricio Javier Pitto Fajardo
Héctor Ignacio Pizarro Ríos
José Ignacio Poblete Lombardero
Jorge Sebastián Quiceno Pérez
Fanny Patricia Quinteros Lemus
Fabián Antonio Ramírez Medina
Efren Víctor Ravanal Espinosa
Cristián Andrés Recabarren Bahamondes
Úrsula Cecilia Reidel Hauenstein
Andrés Pablo Rodríguez Briceño
José Miguel Rojas Cornejo
Carolina Ximena Rojas Fuentes
Juan Pablo Santa María Massera
Jorge Alberto Santos Fraile
Chrissy Carolina Scheel Martínez
Marcela Paz Sepúlveda Martínez
Edison Andrés Silva Pemjean
María Francisca Silva Quinchero
POSTÍTULO ADEC
(Administración de Empresas Constructoras)
Paola Andrea Amigo Vargas
Gonzalo Patricio Barahona Cabrera Mejor rendimiento académico
Vanessa Ivonne Beltrand Montenegro
Jorge Enrique Carus Fernández
Carlos Rubén Clark Espinoza
Rafael Mario del Canto Ferrada
Ignacio Gabriel Farías Tobar
Jorge Andrés Flores Saavedra
POSTÍTULO CEPPRO
Mejor seminario
René Eduardo González Goye
Francisco Javier Grez Morandi
Luis Eduardo Jara Encina
114 ]
Edgardo Menajem González Lizama
Lorena Elizabeth Inostroza Molina
Rodrigo Arturo Morales Lee
Carolina Andrea Rodríguez Arriagada
Juan Pablo Rodríguez Sepúlveda
Juan Carlos Seisdedos Zamora
Juan Carlos Suárez Ortega
(Prevención de Riesgos Ocupacionales)
Ariel Humberto Argomedo Larraguibel
Lessli Melissa Briones Labarca
Ulises Ramiro Bugueño Cortés
Francisco Javier Camus del Valle
Jaime Ignacio Cannobbio Elissetche
Claudio Andrés Dreckmann Araya
Rodrigo Octavio Faúndez Cuevas
Paz Fernández Grossi
Mejor rendimiento académico
Ricardo Andrés Simoncelli Ovalle
Aleysa Janis Soto Campos
Soledad Alejandra Soto Tobar
Francisco José Sotomayor Kinzel
Máximo Hernán Tapia Espinoza
Daniel Alejandro Tapia Ramírez
Valeska Andrea Toledo Torres
Diego José Toro Gandarillas
Ricardo Hernán Torrealba Peromarta
Francisco Javier Torres Paredes
Pablo Gustavo Urbina Espinoza
Patricio Andreé Uribe Ramos
Andrés Esteban Urra Valenzuela
Claudia Alejandra Valderrama Ulloa
Jorge Andrés Valdés Miranda
Mauricio Andrés Valdés Pozo
Mauricio Andrés Varas Díaz
Mónica Alejandra Veloso de los Ríos
Cristián Hernán Villagrán Vargas
Leonardo Alfredo Yáñez Aguilar
Mauricio Alejandro Yáñez Salgado
José Eduardo Yáñez Soto
Magaly Carolina Zamora Cerda
Jaime Esteban Zubiaguirre Bergen
Víctor Manuel Jarpa Yutronic
Patricio Andrés Lara Pizarro
Yanko Iván Loyola Silva
Luis Enrique Martinez Díaz
Marcela Alejandra Mora Cofré
Nelson Fabián Morales Henríquez
Patricio Alfonso Plaza Gallardo
Peggi Lorena Provoste Vergara
Freddy Hernán Rebolledo Uribe
Pablo Sebastián Sepúlveda Steck
Luis Andrés Villar Aguilera
Evaluación de los artículos
PÚBLICO OBJETIVO
La Revista de la Construcción está dirigida a profesionales, constructores, académicos, investigadores, empresas,
arquitectos, ingenieros y toda aquella persona que desee profundizar y actualizar sus conocimientos en el área de
la construcción, por ello invitamos a todos los profesionales y académicos a enviar sus aportes para ser evaluados y
eventualmente publicados en este medio.
OBJETIVOS
Los objetivos de la Revista de la Construcción son:
1.-Difundir los nuevos conocimientos en todos los ámbitos relacionados con la construcción (Edificación, Obras Civiles,
Materiales, Negocios, Enseñanza, etc.).
2.-Proporcionar a los profesionales del área un material de discusión que renueve y actualice sus conocimientos.
3.-Difundir nuevas tecnologías aplicadas en la construcción en el medio nacional e internacional.
4.-Proporcionar a los académicos nacionales y extranjeros de un medio avalado internacionalmente, con el fin de
compartir sus conocimientos y abrir la discusión en las temáticas planteadas.
EVALUACIÓN DE ARTÍCULOS
1.-El equipo editorial, conformado por dos profesionales del área de la construcción y el Editor, tiene la responsabilidad de recepcionar los artículos y emitir un primer juicio sobre los aspectos formales, además de rechazar un
artículo cuando este no cumpla con las instrucciones básicas para su publicación y esté fuera de la temática de la
Revista o bien no cuente con suficiente mérito científico y académico.
2.-El Editor enviará el artículo a un árbitro (miembro del Comité Editorial) especialista en el área del tema, el cual
deberá realizar su evaluación de acuerdo a una pauta previamente confeccionada. Este árbitro deberá rechazar,
aceptar o bien aceptar con distinción un artículo. En caso de rechazo se deberá fundamentar esta situación, luego
el artículo será devuelto al autor con las observaciones pertinentes.
3.-Los árbitros o evaluadores deberán verificar que se cumplan todos los aspectos formales, además de comprobar
que las conclusiones estén acordes con los diseños metodológicos expuestos y los objetivos planteados. Los árbitros
conocerán la identidad de los autores, pero estos desconocerán a sus evaluadores.
4.-De existir observaciones, sean menores o medianas, y si el artículo está aceptado, el Editor se contactará con el
autor para que este realice las modificaciones indicadas en un plazo prudente, una vez realizadas estas modificaciones el artículo estará en condiciones de ser publicado.
5.-Si el artículo no es aceptado será enviado a otro árbitro; si el rechazo es confirmado, el artículo lo será definitivamente y se comunicará al autor esta decisión y se enviarán las evaluaciones correspondientes.
6.-Si el artículo es rechazado por un árbitro y aceptado por un segundo, se enviará el artículo a su autor con las
evaluaciones correspondientes, una vez que se hayan realizado las modificaciones el Comité Editorial lo incluirá
nuevamente en la lista de artículo para evaluar.
[ 115
Normas de Publicación
Los artículos deben tratar sobre temas relacionados directamente con la CONSTRUCCIÓN Y SER ORIGINALES.
No debe exceder de 15 páginas ni ser inferior a las 10 páginas, bibliografía incluida
•
•
•
•
•
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•
•
Letra Times New Roman o Arial, tamaño 12
Hoja tamaño carta (ancho 21,59 cm; alto 27,94 cm)
Interlineado sencillo
Margen superior e inferior de 3 cm, margen derecho e izquierdo 2,5 cm
Justificado en ambos lados
Utilizar el programa Word 97’ y/o compatible
Los artículos deben contener un resumen en español de ½ página y un abstract en inglés de ½ página.
Título en español y en inglés
Tres palabras clave, en español y en inglés
Todas las ecuaciones, figuras, gráficos, fotos, esquemas, etc., deben venir en calidad para imprenta. Se deben
enviar estos elementos en forma separada, en su formato original y con la respectiva leyenda explicativa,
además de la incluirlos en el documento
• Las referencias bibliográficas deben seguir las pautas entregadas por la dirección de biblioteca de la PUC
(anexo disponible en la Coordinación de Investigación), o normas internacionales
• Las citas bibliográficas deben hacerse de acuerdo a la normativa internacional de la APA, por ejemplo:
Hoffman, C.P. & Lipkin, G.B. (1981). Simplified nursing. (19a.ed.). Philadelphia: J.B. Lippincott.
En el cuerpo del paper, la cita debe estar entre paréntesis con apellido y año del texto
• Los artículos deben seguir las normas de exigencias científicas para su publicación, es decir, estructura del
método científico (en caso de ser artículos derivados de investigaciones en curso o ya terminadas)
• Los artículos serán sometidos a evaluación del Comité Editorial de la Revista
La fecha de recepción de los artículos vence el día 17 de octubre de 2007
ENVÍE SU ARTÍCULO A: [email protected] - [email protected] - [email protected]
Inscripción Nº ISSN 0717 - 7925
Edición: agosto 2007
FOTOGRAFÍA DE PORTADA:
FRANCISCO PRADO GARCÍA
COMPUTACIÓN:
FELIPE VIDAL SILVA
“Edificio Centro de Desarrollo Docente”
DISEÑO:
MARÍA PAZ CROXATTO
DIAGRAMACIÓN:
MARCELA BUSTAMANTE SALGADO
116 ]

revista de la construcción - Magister en Construcción

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