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: VÍCTOR MANUEL JARPA: Constructor Civil, Pontificia Universidad Católica de Chile, Consejero de la Cámara Chilena de la Construcción. FELIPE VIDAL S. CONSTANZA BALART C. LEONARDO MEZA M. MARCELA BUSTAMANTE S. Dirección Postal Revista de la Construcción: JOSÉ CHARÓ CHACÓN: Constructor Civil, Pontificia Universidad Católica de Chile, Profesor de la 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: LEONARDO MEZA MARÍN: Constructor Civil, Pontificia Universidad Católica de Chile, Doctor Universidad Politécnica de Madrid. 56-2-686.45.51 56-2-686.45.65 Fax: 56-2-553.64.89 e-mail: [email protected] www.construccioncivil.puc.cl 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 Revista de la Construcción 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 [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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 ] Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 ] Las fases cristalinas no poseen actividad puzolánica, sin embargo, aquellas que se encuentran desordenadas o en estado metaestable, presen- L.I. Fernández - M.A. Trezza [ páginas: 4 - 12 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 ] L.I. Fernández - M.A. Trezza [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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. ] Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 ] L.I. Fernández - M.A. Trezza [ 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. páginas: 4 - 12 ] 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 L.I. Fernández - M.A. Trezza [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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) Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 ] 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 L.I. Fernández - M.A. Trezza [ 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. L.I. Fernández - M.A. Trezza [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 11 Referencias bibliográficas Alumno Rosetti V., Medici F., “Inertization of toxic metals in cement matrices: Effects on hydration, setting and hardening” Cem. Concr. Res. 25 (6) (1995), 11471152. Ay M., Ünal M. (2000). “The use of waste ceramic tile in cement production”. Cement and Concrete Research 30 p 497-499. 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 technological effects” Cement and Concrete Research 25, 8 p 1691-1702. Poggi M. (2002). “Utilización de residuos de la industria cerámica en la producción de cemento Portland” Monografía Facultad de Ingeniería U.N.C.P.B.A. p1-18. Sabir B.B. (2001). “Metakaolin and calcined clays as pozzolans for concrete: a review” Cement and Concrete Composites 23, p 441- 454. 12 ] Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 ] Sallies A. R.(2005). “Suelos del Partido de Olavarría, Provincia de Buenos Aires: Clasificación según Soil Taxonomy (S.T.) y base referencial mundial del recurso suelo (W.R.B.)”. Scian A. N., Porto López J.M. y Pereira E., “Mechanochemical activation of high alumina hydration behaviour I”, Cem. Concr. Res. 21 (1991), 51-60. Valdez Tamez P., Tushar K., Rivera Villarreal R. (2004). “Evaluación de la velocidad de hidratación en sistemas 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. L.I. Fernández - M.A. Trezza [ 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 Pontificia Universidad Católica de Chile email: [email protected] CARLOS OTEO MAZO Universidad de Coruña, España email: [email protected] Fecha de aceptación 27/03/07 Fecha de recepción 16/04/07 Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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. Key words��: ������������������������������������������������� diaphragm���������������������������������������� ��������������������������������������� wall����������������������������������� , calculation models, ������������� Madrid soils. 14 ] Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 ] 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). Carola Sanhueza - Carlos Oteo [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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 ] Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 ] 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. Carola Sanhueza - Carlos Oteo [ páginas: 13 - 27 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 páginas: 13 - 27 ] 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. Carola Sanhueza - Carlos Oteo [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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 ] Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 ] 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). Carola Sanhueza - Carlos Oteo [ páginas: 13 - 27 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) páginas: 13 - 27 b) ] Carola Sanhueza - Carlos Oteo [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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 ] Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 ] 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. Carola Sanhueza - Carlos Oteo [ páginas: 13 - 27 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 páginas: 13 - 27 ] Carola Sanhueza - Carlos Oteo [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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 ] Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 ] Profundidad de empotramiento mínima Longitud total de la pantalla Caso 1 6m 11 m Caso 2 2,10 m 7,1 m Carola Sanhueza - Carlos Oteo [ 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. Carola Sanhueza - Carlos Oteo [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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 ] Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 ] Carola Sanhueza - Carlos Oteo [ 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 ] Carola Sanhueza - Carlos Oteo [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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 ] Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 ] 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. Carola Sanhueza - Carlos Oteo [ páginas: 13 - 27 Referencias bibliográficas 1. Balay, J. (1984) Recommandations pour le choix des paramètres de calcul des écrans de soutènement par la méthode aux modules de réaction. Note d’Information Technique, Laboratoire Central des Ponts et Chaussées. 2. Bazin, E & Schmitt, P. (2001) Analyse des mesures de déformation des parois moulées du métro du Caire. Proc. XV ICSMFE, Estambul, Balkema, 2, 1081 a 1084. 3. Bolton, M.D. (1986) The strength and dilatancy of sands. Géotechnique 36, N0 1, 65 a 78. 4. Clough, G. W. & TH. D. O’Rourke (1990) Construction induced movements on in situ walls. En design and Performance of Earth Retaining Structures. Ed. Lambe y Hansen. ASCE, G.S.P. 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Carola Sanhueza - Carlos Oteo [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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 Pontificia Universidad Católica de Chile Facultad de Ingeniería - Escuela de Construcción Civil email: [email protected] SERGIO VIDAL ARCOS Profesor Auxiliar Pontificia Universidad Católica de Chile Facultad de Ingeniería - Escuela de Construcción Civil email: [email protected] Fecha de aceptación 10/05/07 Fecha de recepción 01/06/07 Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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. [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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 ] Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 ] 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. María Soledad Gómez L. - Sergio Vidal A. [ 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 María Soledad Gómez L. - Sergio Vidal A. [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 31 c) Arena Limosa f) Gravas Limosas En el Gráfico 3 se muestran los resultados de ensayos efectuados a arenas limosas con contenidos de humedad entre un 6 y un 30%. En el Gráfico 6 se muestran los resultados de ensayos efectuados a gravas limosas con contenidos de humedad entre un 3 y un 9%. d) Arena Arcillosa g) Determinación de la Humedad En el Gráfico 4 se muestran los resultados de ensayos efectuados a arenas arcillosas con índice de plasticidad entre 7 y 16% y con contenidos de humedad entre un 6 y un 15%. 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 entre un 7 y un 12%. En el Gráfico 8 se presentan los resultados obtenidos para el total de muestras. h) Determinación del tiempo de secado En el Gráfico 9 se muestran los resultados de ensayos 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 ] Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 ] Gráfico 3 Arenas Limosas María Soledad Gómez L. - Sergio Vidal A. [ 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 ] María Soledad Gómez L. - Sergio Vidal A. [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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 ] Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 ] María Soledad Gómez L. - Sergio Vidal A. [ 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. email: [email protected] JOHN POSADA HENAO Académico Escuela de Ingeniería Civil Universidad Nacional de Colombia. email: [email protected] Fecha de aceptación 04/06/07 Fecha de recepción 25/06/07 Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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. Key words��: ��������������������� pavement, HDM-4, IRI. 36 ] Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 ] 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 Mauricio Pradena M. - John Posada H. [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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 ] Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 ] Mauricio Pradena M. - John Posada H. [ 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. Mauricio Pradena M. - John Posada H. [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 39 FIGURA 2 Análisis de ciclo de vida usando HDM-4 (Kerali, 2000) 40 ] Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 ] Mauricio Pradena M. - John Posada H. [ 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. Mauricio Pradena M. - John Posada H. [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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 ] Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 ] 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 Mauricio Pradena M. - John Posada H. [ 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 ] Mauricio Pradena M. - John Posada H. [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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 ] Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 ] Insumos para vehículos: Los insumos para los vehículos tienen los precios que se presentan en la Tabla 5. Mauricio Pradena M. - John Posada H. [ 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 Mauricio Pradena M. - John Posada H. [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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 ] Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 ] 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. Mauricio Pradena M. - John Posada H. [ 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. Mauricio Pradena M. - John Posada H. [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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 email: [email protected] JOSÉ PEDRO MERY G. Académico Pontificia Universidad Católica de Chile email: [email protected] Fecha de aceptación 03/04/07 Fecha de recepción 23/04/07 Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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. [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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 ] Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 ] 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 Luis Ramírez C. - José Pedro Mery G. [ páginas: 48 - 63 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%). páginas: 48 - 63 ] 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- Luis Ramírez C. - José Pedro Mery G. [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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 ] Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 ] Figura 8 Avalancha de polvo próxima a afectar un camino Luis Ramírez C. - José Pedro Mery G. [ 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 páginas: 48 - 63 ] 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. Luis Ramírez C. - José Pedro Mery G. [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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 ] Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 ] Luis Ramírez C. - José Pedro Mery G. [ páginas: 48 - 63 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. páginas: 48 - 63 ] Luis Ramírez C. - José Pedro Mery G. [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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 ] Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 ] Luis Ramírez C. - José Pedro Mery G. [ páginas: 48 - 63 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. páginas: 48 - 63 ] Luis Ramírez C. - José Pedro Mery G. [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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 ] Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 ] Luis Ramírez C. - José Pedro Mery G. [ páginas: 48 - 63 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 páginas: 48 - 63 ] 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. Luis Ramírez C. - José Pedro Mery G. [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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 ] Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 ] Luis Ramírez C. - José Pedro Mery G. [ páginas: 48 - 63 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 ] Luis Ramírez C. - José Pedro Mery G. [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 61 Sistemas de control de avalanchas en 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 Sistemas de control de avalanchas en 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 Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 ] INSTALACIÓN/ ÁREA PROTECCIÓN 6 MALLAS DE ACERO CONTROL CON HELICÓPTERO 62 ] N° EXPLOSORES 12 Kg. APD Luis Ramírez C. - José Pedro Mery G. 12 Target 15 Target [ páginas: 48 - 63 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. páginas: 48 - 63 ] 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. Luis Ramírez C. - José Pedro Mery G. [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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 email: [email protected] GILBERTO J. QUEVEDO SOTOLONGO Director del Centro de Investigaciones de las Estructuras y los Materiales (CIDEM), de la Universidad Central de las Villas. Cuba email: [email protected] Fecha de aceptación 25/04/07 Fecha de recepción 14/05/07 Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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. [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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 Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [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. Leticia García P. - Gilberto Quevedo S. [ páginas: 64 - 72 FIGURA 1 Estructuras de pavimento de una pista ejemplo Estructura de pavimento 1 Estructura de pavimento 2 Estructura de pavimento 3 Estructura de pavimento 4 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. Leticia García P. - Gilberto Quevedo S. [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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 Estructura 3 considerando A-6 como cimentación 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 Estructura 4 considerando A-6 como cimentación 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 ] Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 ] 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 Leticia García P. - Gilberto Quevedo S. [ 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 ] Leticia García P. - Gilberto Quevedo S. [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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 ] Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 ] Leticia García P. - Gilberto Quevedo S. [ 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- ] Leticia García P. - Gilberto Quevedo S. [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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 ] Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 ] - 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. Leticia García P. - Gilberto Quevedo S. [ 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 email: [email protected] Fecha de aceptación 07/05/07 Fecha de recepción 30/05/07 Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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. Palabras clave: �������������������������������������������������������������������� 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. Key words��: ��������������������������������������������������������������������� granulated blast furnace slag, calcareous material, drying shrinkage. 74 ] Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 ] 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. ] M.F. Carrasco - V.L. Bonavetti - G. Menéndez - E.F. Irassar [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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 ] Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 ] M.F. Carrasco - V.L. Bonavetti - G. Menéndez - E.F. Irassar [ 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 ] M.F. Carrasco - V.L. Bonavetti - G. Menéndez - E.F. Irassar [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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 ] Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 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 ] M.F. Carrasco - V.L. Bonavetti - G. Menéndez - E.F. Irassar [ 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 ] M.F. Carrasco - V.L. Bonavetti - G. Menéndez - E.F. Irassar [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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 ] Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 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. ] M.F. Carrasco - V.L. Bonavetti - G. Menéndez - E.F. Irassar [ 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 ] M.F. Carrasco - V.L. Bonavetti - G. Menéndez - E.F. Irassar [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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 ] Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 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). ] M.F. Carrasco - V.L. Bonavetti - G. Menéndez - E.F. Irassar [ 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). ] M.F. Carrasco - V.L. Bonavetti - G. Menéndez - E.F. Irassar [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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 ] Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 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 ] M.F. Carrasco - V.L. Bonavetti - G. Menéndez - E.F. Irassar [ 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. ] M.F. Carrasco - V.L. Bonavetti - G. Menéndez - E.F. Irassar [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 85 Bibliografía 1. Neville, J. Brooks. Concrete Technology. p. 239, 194. Logman Scientific and Technical, Gran Bretaña, 1990. 2. Soroka. Portland cement paste and concrete. p. 124, 248. The Mc Millian Press Ltd., Londres, 1979. 3. V.L. Bonavetti. Cementos con Filler Calcáreo – Mecanismo de Interacción y su Influencia sobre las Propiedades Resistentes. Tesis de Magíster en Tecnología y Construcciones de Hormigón. p. 270. 1998. 4. Zhang, A. Wang, M. Tang, X: Liu. The filling role of pozzolanic material. Cement and Concrete Research. Vol 26, Nº 5 (1996), pp. 943-947. 12. K. Wiegrink, S. 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Carrasco - V.L. Bonavetti - G. Menéndez - E.F. Irassar [ páginas: 73 - 87 23. G. Menéndez, V.L. Bonavetti, E.F. Irassar: Efecto del curado en la evolución de las propiedades de hormigones con cementos compuestos. Proc. 14ª Reunión Técnica de la Asociación Argentina del Hormigón. Olavarría, Argentina. Tomo I, 2001, pp. 55-62. 24. V.L. Bonavetti, H. Donza, V.F. Rahhal, E. Irassar. Influence of initial curing on propierties of concrete containing limestone blended cement. Cement and Concrete Research. 30, 703-708, 2000. 25. P.C. Aïtcin, A.M. Neville, P. Acker. Intergrated view of shrinkage deformation. Concrete International. 19, Nº, 9, 1997, pp. 35-41. 26. C. Hua, P. Acker, A. Ehrlacher. Analyses and models of the autogenous shrinkage of hardening cement paste. Cement and Concrete research. 25 (7), 1995, pp. 1457-1468. páginas: 73 - 87 27. ACI 225R-85: Guide to the Selection and use of Hydraulic Cements. ACI Manual of Concrete Practice. Part 1. 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SILVA, J. VALIENTE, A. VENEGAS Constructores Civiles Pontificia Universidad Católica de Chile. Fecha de aceptación 13/06/07 Fecha de recepción 29/06/07 Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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. Palabras clave: ����������������������������������������������������������������� 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. Key words��: ���������������������������������������������������������������� accelerated carbonation, carbonation depth, corrosion potential. páginas: 88 - 97 ] A.M. Carvajal - C. Silva - J. Valiente - A. Venegas [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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 ] Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 ] 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 A.M. Carvajal - C. Silva - J. Valiente - A. Venegas [ 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. A.M. Carvajal - C. Silva - J. Valiente - A. Venegas [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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 ] Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 ] A.M. Carvajal - C. Silva - J. Valiente - A. Venegas [ 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 Portland puzolánico 3 PP 295 0,55 Portland puzolánico 4 BFSC 365 0,45 Siderúrgico grado corriente 5 BFSC 321 0,50 Siderúrgico grado corriente 6 BFSC 230 0,55 Siderúrgico grado corriente 7 BFSPC 475 0,45 Portland siderúrgico 8 BFSPC 426 0,50 Portland siderúrgico 9 BFSPC 381 0,55 Portland siderúrgico 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 ] A.M. Carvajal - C. Silva - J. Valiente - A. Venegas [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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 ] Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 ] A.M. Carvajal - C. Silva - J. Valiente - A. Venegas [ 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. A.M. Carvajal - C. Silva - J. Valiente - A. Venegas [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 95 La resistencia a compresión también fue un parámetro de comparación relevante: a mayor resistencia BIBLIOGRAFÍA 1. Alonso C., y C. Andrade, “Life time of rebars in carbonated concrete” 10º Congreso de Corrosión Europeo, Trabajo Nº 165, Barcelona, España. 1993 2. Anstice D.J., Page C. L., Page M. M.. �������������� The pore solution phase of carbonated cement pastes. Cement and concrete Research 35 (2005), pp. 377-383. 3. Calleja, José. Cemento-hormigón, cementos para obras marítimas. 1998. 4. Castro B, Pedro. Infraestructura de concreto armado: deterioro y opciones de preservación. 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T., Mejía R., Vera R., Carvajal A. M. “The effect of environment on the reinforced con- 96 ] Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 ] a compresión menor penetración de CO2, es decir, su comportamiento es inversamente proporcional, como se esperaba. crete durability. Duracon projet /Cyted: one year” IBRACON ISBN: 85- 98576-02-6. 2004. Vol 2, Nº 3, pp. 1655-1671 11. De Rincón O. T., Mejía R., Vera R., Carvajal A. M. et al. “Effect of the marine environment on the reinforced concrete durability in Iberoamerican countries: Duracon projet /Cyted” Corrosion Science. 2007, Vol 49, pp. 2832-2843 12. DURAR: Manual de Inspección, Evaluación y Diagnóstico de Corrosión en Estructuras de Hormigón Armado, CYTED, Programa Iberoamericano de Ciencia y Tecnología para el Desarrollo, Subprograma XV Corrosión /Impacto Ambiental sobre Materiales (1998) 13. Géraldine Villain, Mickaël Thiery and Gérard Platret. 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Valiente - A. Venegas [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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. email: [email protected] 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. Fecha de aceptación 09/04/07 Fecha de recepción 03/05/07 Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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. [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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. Juan Antonio Chávez V. - Salvador F. Espinet V. [ 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 Juan Antonio Chávez V. - Salvador F. Espinet V. [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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. 102 ] Revista de la Construcción o Volumen 6 N 1 - 2007 ] • 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 Juan Antonio Chávez V. - Salvador F. Espinet V. [ 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. Juan Antonio Chávez V. - Salvador F. Espinet V. [ Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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 Referencias bibliográficas 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). 104 ] Revista de la Construcción o Volumen 6 N 1 - 2007 ] Juan Antonio Chávez V. - Salvador F. Espinet V. [ 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 Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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- 106 ] Revista de la Construcción o Volumen 6 N 1 - 2007 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 Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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” 108 ] Revista de la Construcción o Volumen 6 N 1 - 2007 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. Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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 ] Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 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. Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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 ] Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 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 Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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 ] Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 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. Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007 [ 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 • • • • • • • • • • 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” Pontificia Universidad Católica de Chile DISEÑO: MARÍA PAZ CROXATTO DIAGRAMACIÓN: MARCELA BUSTAMANTE SALGADO 116 ] Revista de la Construcción Volumen 6 No 1 - 2007