Con gran orgullo les dirijo estas palabras en este primer número del

Con gran orgullo les dirijo estas palabras en este primer número del año 2012,
cuando damos comienzo a una nueva etapa en la vida de nuestra prestigiosa
Revista de la Construcción.
En este renovado ciclo queremos crecer integrando a una amplia y creciente
comunidad de investigadores en nuestra disciplina. Esperamos que nuestra
publicación cuatrimestral sea no solo una vitrina en la que podemos mostrar
nuestros avances en el terreno disciplinar, sino también ser un punto de reflexión,
de generación de nuevos paradigmas, de discusión e intercambio.
Con este anhelo, y desde las nuevas dependencias de la Escuela de Construcción
Civil UC recientemente inauguradas, es que les doy la más cordial bienvenida y los
invito a formar parte activa y propositiva de nuestra comunidad de investigadores;
nuestras puertas están siempre abiertas a todos y cada uno de nuestros apreciados
autores e investigadores.
Verónica Latorre, PhD
Editora
Revista de la Construcción
Escuela de Construcción Civil
Pontificia Universidas Católica de Chile
libro construccion.indb 1
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Director
Comité Evaluador:
PABLO MATURANA BARAHONA
Editora
VERÓNICA LATORRE, PhD
Dirección Postal
Revista de la Construcción:
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Macul. Santiago de Chile
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Católica de Chile, Santiago
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OLADIS MARICI TROCONIS DE RINCÓN: Ingeniera Química, Magíster en Corrosión, Universidad
del Zulia, Venezuela, Consultora de la Gobernación del Estado de Zulia, Venezuela.
JOSÉ CALAVERA RUIZ: Doctor Ingeniero de Caminos, Canales y Puertos, Ingeniero Técnico de
Obras Públicas.
MANUEL RECUERO: Doctor en Ciencias Físicas, Universidad Autónoma de Madrid, España,
Profesor Titular, Universidad Politécnica de Madrid, E.T.S.I Industriales, España.
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.
LEONARDO MEZA MARÍN: Constructor Civil, Pontificia Universidad Católica de Chile, Profesor
Adjunto, Doctor en Ingeniería Acústica, Universidad Politécnica de Madrid.
JAVIER RAMÍREZ: Licenciado en Arquitectura, Universidad Autónoma de Puebla, Puebla, México,
Doctor en Arquitectura, Unidad de Postgrado de Arquitectura, UNAM, México.
NATHAN MENDES: Doctor en Ingeniería Mecánica de la Universidad Federal de Santa Catarina,
Profesor Titular de la Pontificia Universidad Católica de Paraná.
MIGUEL ANDRADE GARRIDO: Doctor en Ciencias de la Educación, Pontificia Universidad Católica
de Chile, Profesor Adjunto.
56-2-354.48.63
LUIS BOBADILLA: Doctor, Universidad del Bío-Bío, Director del Centro de Investigación en
Tecnologías de la Construcción (CITEC).
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PHILLIPPE LAGIÈRE: Doctor. Université Bordeaux 1, Director ejecutivo y responsable científico
ECOCAMPUS.
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Esta publicación cuenta con
el aporte financiero de la
Vicerrectoría de Investigación
de la Pontificia Universidad
Católica de Chile
DANIEL CASTRO-FRESNO: Doctor. Director Técnico del Grupo de Investigación de Tecnología de la
Construcción y Director del Laboratorio de Geosintéticos de la Universidad de Cantabria.
CARLOS OTEO: Dr. Ingeniero de Caminos, Canales y Puertos por la U.P.M. Presidente de los
Comités de Geotecnia de la Asociación Técnica de Carreteras y AENOR, España.
CARLOS MARMOLEJO: Doctor Arquitecto. Centro de Política de Suelo y Valoraciones. Escuela
Técnica Superior de Arquitectura de Barcelona.
MICHAEL RILEY: Ph.D. School of Architecture, Design and Environment. University of Plymouth.
STEVE DONOHOE: MSc. University of Plymouth.
HUMBERTO AMORIM: Ph. D. Universidad de Aveiro, Portugal.
LA REVISTA DE LA CONSTRUCCIÓN SE ENCUENTRA INDEXADA EN:
– Science Citation Index Expanded – ISI
– Directory of Open Acess Journals – DOAJ
– Sistema Regional de Información en Línea para Revistas Científicas de América
Latina, el Caribe, España y Portugal – LATINDEX
– Scientific Electronic Library Online – SciELO Chile
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Sumario
libro construccion.indb 3
4]
Diseño de modelo de gestión estratégica aplicado al sector de la construcción: Impacto
de las agrupaciones empresariales
Alvarado Acuña, L. / Varas Parra, M. / Sánchez Troncoso, L.
16 ]
Influencia de la cohesión aparente generada por raíces sobre la estabilidad de un
talud natural en las dunas de Reñaca
Sanhueza, C. / Villavicencio, G.
32 ]
El sector español de la construcción bajo la perspectiva de género. Análisis de las
condiciones laborales
Infante, M. / Román, M. / Traverso, J.
44 ]
Activación térmica de bentonitas para su utilización como puzolanas
Tironi, A. / Trezza, M. / Irassar, E. / Scian, A.
54 ]
Exigencias europeas para infiltraciones de aire: Lecciones para Chile
Ossio, F. / De Herde, A. / Veas, L.
64 ]
Influencia del contenido de agua en la evolución de la hidratación de pastas de
cemento con escoria
Castellano, C. / Bonavetti, V. / Irassar, E.
75 ]
Detección de puntos débiles de aislamiento acústico en edificación ya construida
Del Rey, R. / Alba, J. / Ramis, J. / Bertó, L.
87 ]
Influencia de la temperatura y tipo de mezcla asfáltica en el comportamiento a fatiga
de los pavimentos flexibles
Valdés, G. / Pérez-Jiménez, F. / Martínez, A.
101 ]
Camiones de alto tonelaje y su impacto en ciclo de vida de pavimentos asfálticos
Díaz, R. / Echaveguren, T. / Vargas-Tejeda, S.
119 ]
Control de compactación con penetrómetro ligero en tranques de relaves, considerando
su variabilidad material y estructural
Villavicencio, G. / Breul, P. / Espinace, R. / Valenzuela, P.
134 ]
Certificación de la calidad de viviendas en Chile: Análisis comparativo con sistemas
internacionales
Ramírez, V. / Serpell, A.
145 ]
Evaluación de los artículos
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Design of applied strategic
management model the
construction sector: Impact
of construction association
Diseño de modelo de
gestión estratégica
aplicado al sector de la
construcción: Impacto
de las agrupaciones
empresariales
Autores
4]
libro construccion.indb 4
ALVARADO ACUÑA, L. Universidad Católica del Norte,
[email protected]
Antofagasta, Chile
VARAS PARRA, M. Universidad de Antofagasta,
[email protected]
Antofagasta, Chile
SÁNCHEZ TRONCOSO, L. Universidad de Antofagasta,
[email protected]
Antofagasta, Chile
Fecha de recepción
09/03/2011
Fecha de aceptación
23/11/2011
Revista de la Construcción
Volumen 11 No 1 - 2012
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Resumen
Hoy en día, la teoría económica resalta
que la formulación de estrategias de
éxito se debe basar en el conocimiento
más que en la gestión de los activos de
la organización. En este contexto competitivo, globalizado e incierto, el mayor valor de una empresa se centra en
sus competencias esenciales, es decir,
en su capital intelectual. Por lo tanto,
las empresas constructoras inmersas
en este mundo globalizado tienen que
aumentar su competitividad para poder
mantenerse en el mercado, siendo la
forma más exitosa el basar su competitividad en “el conocimiento que crea
valor”.
Este artículo tiene por objeto presentar
un modelo de gestión estratégica basado en la gestión del capital intelectual, donde se explicite el rol que deben
cumplir las agrupaciones empresariales y señalar las actividades que deben
realizar las empresas para lograr una
efectiva formulación y análisis estratégico destinado a mejorar su posición
competitiva. Para el logro de ello planteamos un estudio cualitativo apoyado
en la metodología de Dubin, para la
construcción del modelo teórico, y en
la metodología del caso, para la prueba
empírica del modelo en el sector de la
construcción.
Palabras clave: Capital intelectual, gestión del conocimiento, competitividad,
estrategia empresarial.
Abstract
In the competitive, global and uncertain
current context, the biggest value
gives a company it is centred in its
core competencies, that is to say, in its
intellectual capital. Today, the economic
theory for enterprise gives that the
formulation the success strategies,
they should be based on the knowledge
more than in the administration assets.
Therefore, the construction companies,
immerses in this global world, have
to increase their competitiveness to
be able to stay in the market, and the
most successful form is to base its
competitiveness on the “knowledge
that it believes value”.
The object of this paper is to propose
a strategic formulation model which
specifies the role of the entrepreneurial
groups involved and the activities
which they must carry out to achieve
an effective formulation and strategic
analysis to improve their competitive
position. To achieve this qualitative
study is considered, supported by
Dubin’s methodology, to construct
a theoretical model, and of the case
study methodology for the empirical
test of the model in the construction
sector.
Keywords: Intellectual capital, knowledge management, competitiveness,
enterprise strategy.
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Alvarado L. - Varas, M. - Sánchez, L.
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1. Introducción
En la actualidad, el sector de la construcción es vital
para la economía chilena. Según cifras oficiales, el PIB
de la Construcción ha registrado un ritmo de expansión anual cercano al 7% desde el 2003, tendencia
que se vio consolidada durante el año 2008, cuando
marcó un sólido crecimiento de alrededor del 7,6% y
la proyección del año 2010 es de un 8,9%
El privilegiado sitial del sector va de la mano con el
hecho de ser uno de los motores de la reactivación
económica, especialmente por su alto impacto en el
empleo. Desde el año 2005 al 2009, en promedio, el
sector de la construcción ha generado el 8,5% del
empleo, razón por la cual el Estado históricamente ha
impulsado su desarrollo y crecimiento.
Altamente sensible al ciclo de la economía, históricamente ha presentado un ciclo más pronunciado que
el de la economía en general, con crecimientos más
acelerados en los ciclos expansivos de la economía, y
con caídas muy significativas en su producción cuando la economía entra en un ciclo más contractivo.
Esta característica de alta variabilidad de la actividad
constructiva, además de la heterogeneidad de la producción sectorial, hace que se registren importantes
fluctuaciones en acceso y salida de empresas del
mercado, con un importante número de participantes
inestables en el tiempo. El sector de la construcción
ha exhibido en la última década el 13,2% del total
de número de empresas que se acogieron a la ley de
quiebras, ocupando el tercer lugar tras el comercio y
la industria manufacturera.
En este contexto se torna interesante desarrollar un
modelo de gestión empresarial dirigido a las empresas
constructoras, de modo que estas puedan desarrollar
ventajas competitivas sostenibles que aseguren su
subsistencia y desarrollo en el mercado.
Dadas las ideas anteriormente expresadas y teniendo
presente la importancia de las agrupaciones empresariales en el ámbito de la construcción, se plantean
los siguientes problemas de investigación:
1 ¿Qué actividades y funciones tiene que desarrollar
la agrupación empresarial para maximizar el conocimiento y el capital intelectual de sus asociados,
para que estos puedan obtener ventajas competitivas sostenibles?
2 ¿Cómo se pueden conseguir las ventajas competitivas sostenibles en las empresas?
6]
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]
3 ¿Cómo la agrupación empresarial apoya el potencial de innovación y la productividad en las
empresas?
A partir de la especificación de los problemas, surge
el objetivo de la investigación “desarrollar un modelo
de gestión empresarial, coherente con la sociedad
del conocimiento, que permite mejorar la posición
competitiva de la empresa a través del desarrollo de
su capital intelectual; acelerado por la existencia de
las agrupaciones empresariales, como administradoras
del conocimiento común del sector”.
2. Marco teórico
El Estado del Arte de la Estrategia Empresarial. Durante
las últimas cuatro décadas, las teorías relacionadas a
la estrategia empresarial han experimentado un profundo y rápido desarrollo. El paradigma del análisis de
los resultados entre empresas de los setenta (Levinthal,
1995), fue impulsado en los 80, por la aparición de la
“Estrategia Competitiva” de Porter. La década de los
noventa evidenció las dificultades de ésta en explicar
los orígenes de la ventaja competitiva, y producto
de trabajos que demuestran cómo las diferencias de
resultados financieros entre sectores son menos significativas que las diferencias en el seno del mismo
sector (Hansen y Wernerfelt, 1989; Rumelt, 1991), los
investigadores se enfocan en los aspectos internos de
la empresa como factores que explican los resultados
de la misma.
En este contexto, en la academia nace una nueva
teoría en que los recursos y las capacidades de las empresas son la base para conseguir una mejor posición
competitiva. Este concepto, tratado por diferentes
autores como Barney (2001), Dierickx y Cool (1989);
y Amit y Schoemaker (1993), Teece (1982); posee definiciones desde perspectivas muy amplias hasta más
limitativas. Así, al fundamentar la creación de ventajas
competitivas, el estudio de las estrategias pasa de un
enfoque exterior a uno interior.
El Estado del Arte de la Competitividad en la Empresa:
Entre los principales elementos del mejoramiento
competitivo de las empresas se tienen: el proceso de
benchmarking, los análisis de la cadena/sistemas de
valor y el proceso de outsourcing. Una de las fuentes
para obtener ventaja competitiva es el análisis de la
cadena de valor, ya que se pueden determinar las core
competence o capacidades esenciales de la empresa.
Este análisis determina cuáles actividades/procesos
son los que contribuyen a la obtención de las ventajas
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competitivas y cuáles son un “lastre”, pudiendo subcontratarlos (outsourcing). (Viedma, et al., 2000).
El Estado del Arte de la Gestión del Conocimiento y
del Capital Intelectual: La consideración del conocimiento
como recurso estratégico esencial y la habilidad de la empresa para crearlo y aplicarlo como capacidad fundamental,
es un importante avance en la evolución de la Dirección
Estratégica. En el pasado el problema era asignar recursos
financieros a las divisiones, donde el activo central era el capital económico. Hoy, el conocimiento reemplaza al capital
como el recurso crítico, y la dirección tiene el reto de crear
una organización para generar conocimiento y construir
procesos para: impulsar el espíritu empresarial, integrar y
apalancar los recursos más importantes: conocimientos y
capacidades. La empresa se convierte en una comunidad
especializada en la creación y transmisión interna del conocimiento (Kogut y Zander, 1993).
El Estado del Arte del Capital Social: Según (Adler y
Kwon, 2002): “El capital social es la buena voluntad disponible de los individuos o grupos. Sus fuentes se apoyan
en la estructura y contenido de las relaciones sociales del
actor. Sus efectos fluyen desde la información, la influencia, y la solidaridad lo cual lo hace aprovechable para el
actor”. Nahapiet y Ghoshal (2002), indican que el capital
social facilita el desarrollo del capital intelectual por afectar
las condiciones necesarias para que ocurra el intercambio
y la combinación. Asimismo, el capital intelectual puede
facilitar el desarrollo del capital social; y así la coevolución
de estas dos formas de capital puede apuntalar la ventaja
organizacional.
En el modelo propuesto se profundiza en el análisis
del capital intelectual y se cubre el capital social como
un elemento clave en el desarrollo de las agrupaciones
empresariales y en el fortalecimiento de la posición
competitiva de las empresas.
3. Metodología de investigación
El trabajo de investigación fue de tipo cualitativo y en
su desarrollo se siguió una secuencia analítica lineal
(ver Figura 1). Además, se ha apoyado en el paradigma
constructivista y en dos métodos de investigación: uno
para construcción del modelo teórico –Metodología de
Dubin– y otro para validación empírica –Metodología
del caso–. Por la importancia de ambos métodos, sus
fases han sido explicitadas en las expansiones de la
Figura 1.
La “Metodología de Dubin” fue utilizada para diseñar
el modelo teórico, considerando el rol que juegan las
agrupaciones empresariales de la construcción en el
desarrollo del capital intelectual de las empresas que la
componen, para la obtención de las ventajas competitivas sostenibles. Esta parte de la investigación utilizó
los estudios teóricos y empíricos existentes en las áreas
de: estrategia empresarial, gestión del conocimiento,
gestión del capital intelectual y competitividad. La
metodología del caso utilizada se apoya en el modelo
de Robert Yin descrito en “Case Study Research” publicado en el año 2002, quien ha clasificado los tipos
de estudios de casos en exploratorio, descriptivo y
Figura 1. Metodología de la investigación
Identificación
del problema
Fases de la Metodología
del Dubin
Hipótesis General
Fases de la
Metodología del caso
Unidad de la Teoría
Análisis de la Teoría
Definición y diseño de
la investigación
Reglas de interacción
Desarrollo del
Modelo Teórico
Limites de la Teoría
Condiciones de la Teoría
Preparación,
Recolección y Análisis
de la Evidensia
Prueba Empírica del
Modelo Teórico
Análisis y Conclusión
Proposiciones
Conclusión final
y nuevas líneas de
Investigación
Fuente: Alvarado, 2005.
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explicativo. Esta investigación se respaldó en el método explicativo, ya que las preguntas y proposiciones
generadas a partir de diversas teorías se sometieron
a trabajo de campo, siendo sintetizadas, orientadas
y plasmadas en el modelo teórico aplicado al sector
de la construcción. Por esta razón, la investigación
también se apoyo en el marco de un estudio del caso
exploratorio.
4. Desarrollo del modelo
4.1 Unidades de la teoría
Las unidades de la investigación son: las empresas
constructoras y las agrupaciones empresariales de la
construcción, a las que se complementan los procesos
de análisis externo e interno de las constructoras. El
análisis externo incluye: el entorno general; el sector
construcción; el mercado inmobiliario; los factores
clave de éxito; el capital social; y los modelos de excelencia empresarial. Por su parte el análisis interno
de la empresa considera: sus recursos y capacidades;
su cadena de valor; la gestión del conocimiento; el
aprendizaje organizativo; las actividades de negocio
esencial; las competencias, capacidades y relaciones
esenciales; la gestión del capital intelectual y el análisis
de los activos y pasivos intangibles; el benchmarking
estratégico; y finalmente, el análisis competitivo.
4.2 Reglas de interacción
Las reglas de interacción del modelo tienen como
principal objetivo, evidenciar la importancia de la
agrupación empresarial en el suministro de información estratégica sobre el sector de la construcción, con
la que cada empresa aplique estrategias específicas
para formular y poner en práctica tácticas concretas
que la lleven a mejorar su posición competitiva en su
mercado.
De acuerdo a diversos autores, la obtención de las ventajas competitivas sostenibles (VCS) se fundamenta en
los recursos y capacidades de la empresa, por sobre los
aspectos externos de ésta. A la hora de fundamentar
la obtención de las ventajas competitivas se pasa de
un enfoque de un tipo externo a uno de tipo interno.
No obstante, para cualquier análisis estratégico, al
interior de la empresa constructora, es imprescindible
contar con una adecuada información procedente
de un análisis externo. Es aquí donde la agrupación
empresarial puede tener un rol bastante más activo,
ya que ésta tiene la posibilidad de realizar casi la totalidad del análisis externo, además de desarrollar el
8]
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modelo de empresa excelente que servirá de guía a
las empresas del conglomerado.
4.2.1Reglas de interacción relacionadas al análisis
externo (AE)
El desarrollo del análisis externo debería incluir, al
menos, los siguientes aspectos:
– El entorno general, donde se analizarían las variables macroeconómicas que podrían afectar a las
empresas del sector.
– El mercado, donde se encuentran los principales
clientes y sus necesidades.
– El sector específico. Este estudio incluiría a su vez
un análisis a los grupos estratégicos, un análisis
estratégico del sector, de acuerdo al modelo de las
cinco fuerzas de Porter y, por último, un análisis a
la cadena de valor del sector.
La agrupación empresarial podría desarrollar la caracterización de la “empresa excelente” del sector,
al analizar las mejores empresas, para detectar los
elementos que han llevado a estas empresas a ser
calificadas como excelentes y con una alta aceptación
en el mercado. Este análisis podría ser complementado
con diversos modelos existentes de “excelencia empresarial”, tales como: el modelo EFQM de excelencia, el
modelo de Malcom Baldrige o el modelo de excelencia
empresarial de Viedma.
A partir del análisis externo y del análisis de la empresa excelente, la agrupación empresarial puede
determinar los factores claves de éxito del sector
(FCE), los que deberán ser considerados en el análisis
interno de la empresa, en conjunción con el análisis
de la cadena de valor y con las actividades de negocio
esenciales.
En el entorno social de la agrupación empresarial conformado por todas las empresas de la agrupación y por
otras empresas y/o instituciones relacionadas con el
sector, define el capital social. A partir de este se puede complementar el análisis de la cadena de valor del
sector y se pueden llegar a determinar las principales
empresas que compiten en la cadena. Posteriormente,
y a partir de estos análisis y de sus recursos y capacidades, las empresas pueden determinar las relaciones
esenciales (core relationships).
Cabe destacar que el capital social de una agrupación
se puede traspasar a las empresas de la agrupación.
Todos los análisis y estudios que puede realizar una
agrupación empresarial pueden estar contenidos en
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una Web o en un entorno colaborativo de trabajo,
sustentado por las TIC.
4.2.2 Reglas de interacción: análisis interno
En el desarrollo del análisis estratégico interno de
la empresa, la agrupación empresarial puede tener
un rol orientador y en algunos casos también puede
asesorarlas. El rol orientador se puede desarrollar a
través de una serie de procedimientos para que las
empresas puedan por sí mismas realizar su análisis
estratégico interno.
El análisis interno de una empresa se centra en: sus
recursos y capacidades, su cadena de valor y en los
factores claves de éxito (FCE) del sector en que la empresa compite. Estos FCE provienen del análisis externo
y de los modelos de empresa excelente considerados
por la agrupación empresarial.
Las core competencies (y las core capabilities) son
parte de los recursos y capacidades de la empresa. La
identificación de recursos y capacidades que se deben
desarrollar, se debe realizar un análisis de la cadena
de valor de la empresa y corresponden a lo que la empresa hace mejor y que agrega más valor al resultado
económico final. Para ello, es necesario identificar las
actividades de negocio esenciales (Core business
activities) donde se desarrollan los productos claves
en la creación de valor, y en las cuales se integran el
conocimiento y la tecnología.
La cadena de valor de la empresa puede estar conformada por la cadena de valor de innovación y por la
cadena de valor de operaciones. La cadena de valor de
innovación considera actividades relacionadas al diseño y desarrollo de nuevos productos y se fundamenta
en la investigación, desarrollo e innovación (I+D+i). La
cadena de valor de operaciones considera procesos de
fabricación, venta y servicios relacionados a productos
que ofrece la empresa.
activities y de las core relationships. Estos son los
factores que cada empresa deberá gestionar para incrementar su capital intelectual. A su vez, en el análisis
de cada uno de estos, se deben identificar los activos
intangibles (valores, cultura organizacional, talento,
compromiso de los empleados, motivación, etc.) y los
pasivos intangibles (personal desmotivado, corrupción,
etc.), para impulsar los círculos virtuosos de creación
del valor y atenuar los círculos viciosos de destrucción
del valor, respectivamente.
Por lo tanto, es de vital importancia considerar y desarrollar las competencias y capacidades de los profesionales,
gerentes y grupos de apoyo clave en la generación de
las competencias esenciales en las que se sustentan las
ventajas competitivas sostenibles. (Viedma, 2003)
Las core relationships se encontrarán como parte de
la cadena de valor del sector, conformada por las empresas e instituciones del capital social de la agrupación empresarial. Si las empresas quieren ser exitosas
necesitan poseer actividades de negocio esenciales
robustas y subcontratar todas las otras actividades
no esenciales. En consecuencia deben tener insumos
y servicios competitivos; por lo que las empresas deberían escoger cuidadosamente acuerdos de cooperación y alianzas estratégicas con clientes, proveedores,
instituciones y otras empresas, que constituirán sus
relaciones esenciales.
Agrupando todos los elementos anteriores surge el
concepto dinámico de “receta de negocio exitosa”
de la teoría general de capital intelectual, en la cual
Viedma (2003) señala que “la exitosa formulación e
implementación estratégica se cristaliza en una exitosa
receta de negocio, la cual ofrece competitividad y una
buena calidad de productos y servicios, convirtiéndose
ésta en una validación del mercado a la calidad competitiva ofrecida por la empresa”.
La gestión del conocimiento de los recursos y capacidades esenciales en el proceso de creación de valor,
considerando el proceso de aprendizaje organizativo,
debe conducir a la obtención y desarrollo de las core
competencies y de las core capabilities de la empresa.
Una vez que la empresa haya identificado las core
competencies, las core business activities y las core
relationships que sustentan su competitividad, las
debe conocer en su mejor competidor, por un proceso de benchmarking. Es decir, se busca realizar una
comparación entre la “receta de negocio exitosa” de
la empresa y la del mejor competidor. Este análisis
comparativo se debe complementar con un proceso
de benchmarking con el modelo de excelencia empresarial adoptado por la agrupación empresarial.
Adicionalmente esta actividad puede retroalimentar
para el modelo de excelencia empresarial adoptado
por la agrupación empresarial.
La gestión del capital intelectual involucra la consideración de las core competencies, de las core business
Ya con estos resultados, la empresa podría realizar un
análisis para determinar si se encuentra en posición
La cadena de valor considera los procesos de gestión
del capital intelectual y de gestión del conocimiento,
considerando que el capital intelectual y los conocimientos de la cadena de innovación son diferentes a
los de la cadena de operaciones.
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de ventaja, igualdad o desventaja competitiva. Ante
estas últimas situaciones, ya sea en menor o en mayor grado, y con la información anterior, la empresa
deberá realizar nuevamente un análisis interno sobre
su capital intelectual, hasta aumentar su posición
competitiva.
4.3Proposiciones
A partir del modelo teórico, se desprenden una serie
de proposiciones generales, entre las más importantes
se destacan:
– Un alto desarrollo del capital intelectual puede
llevar a la obtención de ventajas competitivas
sostenibles.
– La gestión del capital intelectual tiene como objetivo el desarrollo de las core competencies, core
capabilities y de las core relationships.
– A partir de la gestión del capital intelectual se pueden detectar los activos y los pasivos intelectuales,
los cuales están relacionados con los círculos virtuosos de creación de valor y con los círculos viciosos
de destrucción del valor, respectivamente.
– El análisis del capital intelectual del mejor competidor, a través, de un proceso de benchmarking
estratégico y competitivo es el mejor indicador de
la competitividad de la empresa.
–Las core competencies y las core capabilities se
pueden desarrollar en la empresa gracias a un
proceso de aprendizaje organizativo basado en el
conocimiento que permita mejorar, tanto a los recursos como a las capacidades claves en el proceso
de creación de valor de la empresa.
5. Validación empírica del modelo de
agrupación empresarial
5.1Etapa de definición y diseño del estudio del caso
De acuerdo a las definiciones dadas por Yin (2002),
la investigación corresponde a un estudio de casos
múltiples, y por lo tanto su diseño corresponde a un
multicaso integrado, ya que se analizaron en cada
caso, las siguientes unidades: agrupación empresarial,
empresas constructoras asociadas a la agrupación y
otras entidades (Ver Figura 2).
Figura 2. Diseño multicaso integrado
(Elaboración propia a partir de Yin, 2002)
Caso 1: “Cataluña”
Entrevista a CCOC
Encuesta a 20 Empresas Constructoras
Entrevista a otras entidades
Caso 2: “Valencia”
Entrevista a CCCV
Entrevista a otras entidades
Caso 3: “Santiago de Chile”
Entrevista a CChC
Encuesta a 20 Empresas Constructoras
–Las core relationships se pueden apoyar en el capital social de la agrupación empresarial.
5.2Etapa de preparación, recolección y análisis de la
evidencia
– La agrupación empresarial tiene un rol orientativo
en el análisis interno de la empresa y un rol más
activo en el análisis externo.
De acuerdo a Yin (2002), cuatro pruebas han sido
comúnmente usadas para establecer la calidad de
algunas investigaciones sociales empíricas, para el
estudio de casos (ver Figura 3).
– La agrupación empresarial al realizar, apoyar u
orientar a sus empresas asociadas en su análisis
interno o en el análisis del entorno se apoya en las
tecnologías de la información y telecomunicaciones
como una herramienta esencial para difundir y
compartir el conocimiento explícito que posee.
10 ]
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5.2.1 Validez de la construcción
En función de las tácticas recomendadas Yin (2002)
se ha contemplado la utilización de múltiples fuentes
de evidencia en cada uno de los casos. Las principales
corresponden a agrupaciones empresariales, empresas
constructoras y fuentes secundarias, acorde a:
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Figura 3. Tácticas del estudio del caso para las cuatro pruebas de diseño aplicadas en la investigación
Prueba
Táctica del Estudio del Caso
Validez de la Construcción
Uso de múltiples fuentes de evidencia
Establecer cadenas de evidencia
Tener informadores claves que revisen el borrador
del reporte del estudio del caso
Validez
Hacer comparación de modelos
Interna
Hacer construcción de explicaciones
Validez Externa
Usar la replicación lógica en múltiples estudios del caso
Fiabilidad
Usar un protocolo en el estudio del caso
Desarrollar una base de datos del estudio del caso
Fuente: Adaptado desde Yin, 2002.
– Agrupaciones empresariales: En los casos, se consideraron: la Cámara de Contratistas de Obras
de Cataluña (CCOC), la Cámara de Contratistas
de la Comunidad Valenciana (CCCV) y la Cámara
Chilena de la Construcción (CChC). Por medio de
entrevistas, encuesta, material bibliográfico e información disponible en sitios web, se rescataron
las evidencias necesarias.
– Empresas constructoras: Se escogieron 20 empresas
de Cataluña asociadas a la CCOC y 20 empresas
de Santiago de Chile asociadas a la CChC. Las evidencias fueron recopiladas a partir de encuestas,
referencias bibliográficas de las empresas e información de sus sitios web.
– Fuentes secundarias: Se consideraron entidades
relacionadas con agrupaciones empresariales, tales
como el ITeC, IDOM y Fomento en Cataluña; y al
IVE en Valencia. Las evidencias fueron rescatadas
por medio de entrevistas e información de sus
publicaciones y páginas web.
5.3El modelo de gestión estratégica para empresas
del sector de la construcción
El análisis de la evidencia empírica llevó a la constitución del modelo de gestión empresarial, mostrado en la
Figura 4. Este modelo entrega una estructura de formulación estratégica para las empresas constructoras, donde se explicita el rol de las agrupaciones empresariales
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de la construcción en este proceso. Además, sirve como
una guía para que las constructoras puedan desarrollar
un adecuado análisis estratégico.
6. Resultados
La validación empírica del modelo se estructuró en
relación al desarrollo de las interacciones presentadas
en el modelo teórico y de las proposiciones finales
derivadas de éste. Debido a la complejidad de demostrar empíricamente estos conceptos, se optó por
organizar las diferentes propuestas del modelo en
diversos factores relacionados con el análisis externo
e interno y el rol que cumpliría la agrupación empresarial en cada uno de ellos. Se han considerado cinco
factores relacionados con el análisis externo y otros
cinco relacionados con el análisis interno.
6.1Análisis externo
Factor 1: Análisis del entorno general: De acuerdo a la
información empírica, se destaca la importancia que
tiene tanto para las empresas como para el sector en
general, un adecuado análisis del entorno, del sector
y del mercado.
Factor 2: Análisis del sector y del mercado: Se puede ratificar lo expuesto en el factor 1, sólo habría
que agregar el gran interés de las empresas por las
Alvarado L. - Varas, M. - Sánchez, L.
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Figura 4. Diseño de un Modelo de Gestión Estratégica para empresas
del Sector de la Construcción
Fuente: Elaboración propia.
variables de tipo económico y tecnológico que presenta el sector.
Factor 3: El capital social: La propuesta respecto al capital social indica que la agrupación empresarial debe ser
accesible a todas las empresas que lo componen y debe
estimular las relaciones sociales entre las empresas y otras
entidades; el estudio empírico respalda totalmente esta
posición, destacando notablemente el rol relacional de las
agrupaciones empresariales como uno de sus principales
objetivos junto al rol de información, los cuales son considerados como claves en la competitividad de las empresas,
en especial para las PyMES
Factor 4: modelos de excelencia empresarial: Respecto
a los modelos de excelencia empresarial, la propuesta
a partir del modelo teórico indica que la agrupación
empresarial debe adoptar y recomendar a sus afiliados
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libro construccion.indb 12
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modelos de excelencia, para que las empresas puedan
mejorar su competitividad y su productividad. Las
agrupaciones empresariales consultadas han estimulado el desarrollo de diversos modelos de excelencia
en sus empresas. Entre estos modelos se destacan: los
de gestión de la calidad; seguridad y prevención de
riesgos; y gestión medioambiental.
Factor 5: Factores clave del éxito: De acuerdo a lo estipulado en las propuestas respecto a los factores de
éxito, la agrupación empresarial en función del análisis
externo debería formular, al igual que las empresas, los
factores clave del éxito en el sector. De los factores de
éxito mencionados en el estudio tanto por las agrupaciones como por las empresas se pueden mencionar las
siguientes clasificaciones: Relacionados con la gestión
de la empresa, Relacionados con factores del mercado,
Relacionados con el recurso humano.
Alvarado L. - Varas, M. - Sánchez, L.
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6.2Análisis interno
contexto teórico del modelo y la evidencia empírica
del trabajo de campo.
Factor 6: Recursos y capacidades de las empresas: La
propuesta, a partir del modelo teórico, indica que las
empresas deben fundamentar su competitividad en
sus recursos y capacidades. A partir de la evidencia, se
puede señalar que para la mayoría de las empresas la
clase de recurso más importante en su competitividad
corresponde a los recursos intangibles y, dentro de
estos, el capital humano es considerado de extrema
importancia.
Factor 7: Análisis de la cadena de valor: Acorde a lo
expuesto en las propuestas las empresas deben realizar
un análisis de la cadena de valor, y en función de dicho
análisis ver las acciones más apropiadas para estimular la competitividad y la productividad de las firmas.
Dada la evidencia, se puede señalar que la mayoría de
las empresas dice tener una alta identificación de: sus
actividades de negocio, sus competencias y las relaciones consideradas esenciales para su competitividad.
Factor 8: Gestión del conocimiento: Al respecto, las
empresas consultadas que presentan una alta competitividad, otorgan una alta importancia a sus procesos
de gestión del conocimiento. En términos generales,
éstas valoran la capitalización de la experiencia de los
proyectos realizados y el conocimiento de los empleados como fuentes directas de acceso al conocimiento
estratégico.
Factor 9: Gestión del capital intelectual: Acorde a lo
estipulado en las propuestas a partir del modelo teórico y la información obtenida por medio del estudio
empírico, respecto al capital intelectual se pueden
destacar los siguientes aspectos: un análisis de los
componentes del capital intelectual y de cómo la agrupación empresarial colabora en el desarrollo de cada
uno de ellos; detectar los elementos que conforman
un círculo virtuoso que estimula el proceso de creación
de valor o por el contrario detectar aquellos elementos
que producen un círculo vicioso de destrucción del valor; e identificar a las personas claves y sus cualidades
más deseadas.
Factor 10: Análisis competitivo: Este último factor
resume gran parte de la información anterior, no
obstante, cada uno de los factores antes mencionado,
analizados y contrastados se enfocan en función a su
aporte a la competitividad.
7. Conclusiones
A continuación se dará respuesta a cada uno de
los problemas de la investigación considerando el
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]
7.1Del rol de las agrupaciones empresariales de la
construcción
El análisis de los resultados indica que a las agrupaciones empresariales les corresponde el desarrollo del
análisis externo, en el cual se puntualizan las oportunidades y las amenazas del sector, que se materializa por medio de un adecuado análisis del entorno
general, del sector y del mercado; la identificación
de los principales factores de éxito del sector; y, la
definición, desarrollo y difusión de modelos de excelencia empresarial.
Por otra parte también se destaca tanto el rol relacional como el rol de difusión de información de la
agrupación empresarial. Cabe destacar que, en relación a las PyMES, la agrupación empresarial juega un
rol mucho más importante que el esperado en esta
investigación, donde es relevante el desarrollo de
una estructura conceptual para el análisis estratégico
interno de las empresas constructoras. Para ello debe
permanecer accesible a sus asociados.
Durante la investigación empírica se pudo observar
que en los procesos relacionados a la gestión del
conocimiento, la Cámara Chilena de la Construcción
tenía una clara fortaleza ya que, además de contar
con un gran capital social propio (denominado red
social), desarrolla diferentes proyectos individualmente
y en convenio con terceros conducentes a mejorar el
conocimiento especialmente en las PyMES; lo cual
contribuye a mejorar tanto sus relaciones estratégicas
como su capital intelectual. Existiendo por tanto, una
característica diferenciadora en relación a las otras
agrupaciones empresariales consultadas, las cuales
tenían un rol principalmente gremialista.
7.2De las ventajas competitivas sostenibles (vcs) de
las constructoras
Acorde al desarrollo teórico y al estudio empírico se
puede señalar que las ventajas competitivas sostenibles
se podrían alcanzar a través de un adecuado proceso de
formulación estratégica fundamentado en los siguientes
aspectos internos y externos: En el análisis de las cinco
fuerzas competitivas y en las estrategias genéricas que
adopte la empresa; en el análisis de los recursos y capacidades; en la inteligencia competitiva, y; en el análisis de
su cadena de valor. Con todos estos análisis la empresa
podría determinar sus actividades de negocio esenciales, y a partir de éstas visualizar tanto las capacidades y
competencias esenciales como las relaciones esenciales
para el desarrollo de productos exitosos.
Alvarado L. - Varas, M. - Sánchez, L.
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De acuerdo a la evidencia, la mayoría de las empresas
consultadas que presentan cierta ventaja competitiva
y un éxito económico, tienen una muy alta identificación de sus actividades, competencias y relaciones
esenciales. Además, consideran como fundamental
sus procesos de gestión del conocimiento y del capital
intelectual, otorgándole una gran importancia a sus
procesos de capitalización de experiencia que sustenta
el conocimiento de sus empleados.
7.3De la innovación y la productividad de las
constructoras, soportada por la agrupación
empresarial
La competitividad de las empresas se ve fuertemente
potencializada por el soporte de la agrupación empresarial en la facilitación de las relaciones con entidades
de su red social, internas o externas a la agrupación,
especializadas en: el desarrollo de I+D+i asociada a
productos o procesos; y, asesoras en el desarrollo de
herramientas informáticas, sistemas, modelo o teorías
que apoyen la productividad en las empresas. También
a través de la difusión de la información relacionada
a la innovación y a la productividad.
Las Cámaras de Cataluña (CCOC) y de Valencia
(CCCV) valoran mucho el desarrollo de la I+D+i, la
capacidad emprendedora y la capacidad de las empresas de agregar más valor a sus servicios. Sin embargo el apoyo que prestan a las empresas para que
mejoren su capacidad de innovación es considerado
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como débil, ya que se limita a entregar elementos de
reflexión. De acuerdo a lo expresado por la Cámara
Chilena de la Construcción (CChC) la I+D+i tiene
máxima importancia en la competitividad de las empresas y constituye un elemento diferenciador en los
mercados, catalogándola como factor clave del éxito.
La CChC ofrece a sus empresas asociadas un gran
apoyo en el tema, tanto a nivel de información como
a nivel relacional. Entre las principales iniciativas se
pueden resaltar las siguientes: conferencias tecnológicas periódicas; charlas técnicas; publicaciones escritas
y boletines electrónicos relacionadas a la I+D+i en el
sector; articulación de contactos necesarios para que
las empresas puedan conocer, acceder y desarrollar
en sus empresas las diferentes tecnologías y procesos
innovadores; y, desarrollo de misiones tecnológicas en
el extranjero con el objeto de poder dar a conocer
las nuevas tecnologías e innovaciones mostradas en
ferias, congresos internacionales, megaproyectos y
en otros eventos.
7.4Del modelo de gestión empresarial
En consecuencia, podemos concluir que el modelo
propuesto permite sustentar las ventajas competitivas
sostenibles en las empresas constructoras, para asegurar su subsistencia y desarrollo en el mercado de
la construcción. En Chile, por el nivel de agrupación
empresarial, la Cámara Chilena de la Construcción,
representa el eje fundamental en el desarrollo del
sector de la construcción.
Alvarado L. - Varas, M. - Sánchez, L.
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Referencias
1. Diseño de Modelo de Gestión Estratégica Aplicado
al Sector Construcción: Impacto de las Agrupaciones
Empresariales.
2. Guardamilla, F. y Forcadell, F.J. (2000). “Recensión
del Libro de Michael Zack, Knowledge and Strategy
(1999)”.Cuadernos de Economía y Dirección de la
Empresa, CEDE. Nº 6, pp. 329-332. Madrid, España.
3. Prahalad, C. K.; Hamel, G. (1990). “The core
competence of the corporation”. Harvard Business
Review. 68 (3). 79-91. Boston, USA.
4. Porter, M.E. (1985). Competitive Advantage, Free Press,
New York.
5.
Porter, M. E. (1995). Ventaja competitiva. Compañía
editorial Continental, México.
6. Influencia de la Cohesión Aparente Generada por
Raíces sobre la Estabilidad de un Talud Natural en las
Dunas de Reñaca.
7. El Sector Español de la Construcción Bajo la Perspectiva
de Género. Análisis de las Condiciones Laborales
8. Activación Térmica de Betonitas para su Utilización
como Puzolanas (por favor dejar el título en inglés
como se encontraba, sin correcciones sugeridas).
16. Detección de Puntos Débiles de Aislamiento Acústico
en Edificación ya Construida.
17. Organización Mundial de la Salud (OMS). “Guidelines
for Community Noise”. http://www.who.int/docstore/
peh/noise/guidelines2.html. Ginebra, 1999 (consulta
en línea: 25 de noviembre de 2010).
18. UNE EN 12354-1:2000 Acústica de la edificación.
Estimación de las características acústicas de las
edificaciones a partir de las características de sus
elementos. Parte 1: Aislamiento acústico a ruido
aéreo entre recintos. AENOR (Asociación Española de
Normalización y Certificación). Madrid, España.
19. UNE EN 12354-2:2001 Acústica de la edificación.
Estimación de las características acústicas de las
edificaciones a partir de las características de sus
elementos. Parte 2: Aislamiento acústico a ruido de
impactos entre recintos. AENOR (Asociación Española
de Normalización y Certificación). Madrid, España.
20. UNE-EN ISO 10848-1:2007. Acústica. Medida en
laboratorio de la transmisión por flancos del ruido aéreo
y del ruido de impacto entre recintos adyacentes. Parte
1: Documento marco. (ISO 10848-1:2006). AENOR
(Asociación Española de Normalización y Certificación).
Madrid, España.
10. En el texto, cambiar (Liddament, 2006) por (Liddament,
1996).
21. UNE-EN ISO 10848-2:2007. Acústica. Medida en
laboratorio de la transmisión por flancos del ruido aéreo
y del ruido de impacto entre recintos adyacentes. Parte
2: Aplicación a elementos ligeros cuando la unión tiene
una influencia pequeña. (ISO 10848-2:2006). AENOR
(Asociación Española de Normalización y Certificación).
Madrid, España.
11. Agregar a Referencias: Liddament, M. (1996). A Guide
to Energy Efficient Ventilation. Bruselas, Belgica: Air
Infiltration and Ventilation Center.
22. Centre Scientifique et Tecnique du Batiment. (CSTB).
http://www.cstb.fr (consulta en línea: 25 de noviembre
de 2010).
12. Influencia del Contenido de Agua en la Evolución de la
Hidratación de las Pastas de Cemento con Escoria
23. Influencia de la Temperatura y Tipo de Mezcla Asfáltica
en el Comportamiento a Fatiga de Pavimentos Flexibles.
13. Massazza F., Daimon M., “Chemistry of Hydration
of Cements and Cementitious Systems”, Proc. 9th
Internacional Congress on Chemistry of Cement, vol I,
383-446, (1992), New Delhi, India.
24. Nesnas K. and M. Nunn. (2004). A Model For TopDown Reflection Cracking in Composite Pavements,
Fifth International RILEM Conference on Reflective
Cracking in Pavements, Limoges, France, pp. 409-416.
14. Narang K.C., “Portland and Blended Cement”. Proc.
9th Internacional Congress on Chemistry of Cement,
vol I, 213-257, (1992), New Delhi, India.
25. Control de Compactación con Penetrómetro Ligero
en Tranques de Relaves, Considerando su Variabilidad
Material y Estructural.
15. Battagin A.F.,“Influence of degree of hydration of
slag on slag cements”, 9th Internacional Congress
on Chemistry of Cement, vol I, 213-257, (1992), New
Delhi, India.
26. Certificación de Calidad de Viviendas en Chile: Análisis
Comparativo con Sistemas Internacionales.
9. Exigencias Europeas
Lecciones Para Chile.
para
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Infiltraciones
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de
Aire:
Alvarado L. - Varas, M. - Sánchez, L.
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Effect of aparent cohesion
from tree roots on the
stability of natural slopes of
Reñaca dunes
Influencia de la cohesión
aparente generada por
raíces sobre la estabilidad
de un talud natural en las
dunas de Reñaca
Autores
SANHUEZA, C. Pontificia Universidad Católica de Chile
[email protected]
Santiago, Chile
VILLAVICENCIO, G. Pontificia Universidad Católica de Valparaíso
[email protected]
Valparaíso, Chile
16 ]
libro construccion.indb 16
Fecha de recepción
05/03/2012
Fecha de aceptación
30/03/2012
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Resumen
Diversas investigaciones han demostrado que la vegetación cumple un importante rol en la prevención de movimientos en masa de suelos, especialmente,
los relativos a deslizamientos superficiales de taludes. De esta manera, las
raíces de los árboles proporcionan un
sistema de refuerzo que depende en
gran medida de la conformación y de
la distribución del sistema radicular que
presenten.
El presente artículo corresponde a
una investigación aplicada sobre un
talud natural en un sector de Reñaca,
Chile, en el cual se ha planteado como
objetivo analizar la influencia de la cohesión aparente que generan las raíces
de los árboles existentes en dicho talud. Para ello, se han efectuado una
serie de cálculos bajo dos escenarios:
por una parte, asumiendo condiciones
estáticas y, por otra, considerado los
antecedentes obtenidos a partir del terremoto del año 1985 (M w8.0), lo cual
ha permitido obtener resultados para
un escenario bajo condiciones pseudoestáticas. Como resultado de ello,
se han podido obtener los distintos
factores de seguridad y una estimación
de los desplazamientos sísmicamente
inducidos.
Palabras clave: Cohesión aparente, taludes, desplazamientos.
Abstract
Several researches have shown that
vegetation plays a key roll in preventing
displacements of soil masses,
particularly of surficial displacement
of slopes. Thus, tree roots provide a
reinforcement system that depends on
its structure and distribution.
This article presents a research applied
to a natural slope in Reñaca-Chile, and
the objective is to analyze the apparent
cohesion developed as a result of roots
existing in the slope. The analysis of the
problem was conducted for two scenarios:
static loading and a pseudostatic loading
based on data collected after the 1985
Chile earthquake (Mw7.8). From this
analysis, different factors of safety and
seismically induced displacements have
been estimated.
Keywords: Apparent cohesion, slope, displacements.
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Sanhueza, C. - Villavicencio, G.
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1. Introducción
El presente artículo nace como resultado de un estudio
geotécnico llevado a cabo en un talud natural ubicado
en la Quinta Región del país, patrocinado por el Museo
de la Moda.
El principal objetivo de esta investigación fue analizar
la influencia de la cohesión aparente generada por las
raíces de los árboles sobre la estabilidad de un talud,
en la cual se efectuaron cálculos bajo condiciones
estáticas y pseudoestáticas. A partir de ello, se ha
podido obtener una estimación de los desplazamientos
sísmicamente inducidos.
Las laderas en general presentan una inclinación natural que las puede mantener estables durante un
determinado tiempo. Sin embargo, si por alguna razón
se producen cambios en su morfología, podría ocurrir
una modificación en sus condiciones de equilibrio
que la lleven a que se originen desplazamientos de
la masa de suelo. Desde esta perspectiva, los movimientos de laderas pueden entenderse como aquellas
modificaciones que debe realizar el suelo, con el fin
de reencontrar el equilibro ante alguna variación en
su situación natural (González de Vallejo et al., 2002).
Factores como la gravedad de los materiales que
componen un talud resultan ser una de las principales
causas de los movimientos de laderas. A esta fuerza
se le oponen la resistencia al corte del suelo y la de
las raíces, entre otras.
2. Factores asociados a la cohesión
aparente generada por las raíces
de los árboles
Investigaciones llevadas a cabo por diferentes autores,
tales como Abe y Ziemer (1991), O’Loughlin y Ziemer
(1999) y Schmidt et al. (2001), entre otros, han demostrado la importancia del rol que cumplen las raíces de
los árboles y la vegetación en general, en la prevención
de movimientos en masa de suelos, sobre todo, en
cuanto a los deslizamientos superficiales de taludes.
del suelo y, de esta manera, iniciando la activación
de potenciales superficies de deslizamiento, los
efectos favorables que generan las raíces de los árboles sobre la estabilidad son aún más importantes.
– Por incremento de sobrecarga: la sobrecarga debida
al peso propio de la vegetación, generalmente, no
representa una carga importante. En relación a lo
anterior, una serie de estudios realizados por Bishop
y Stevens (1964), demostraron que el esfuerzo de
corte activado en dirección “talud abajo” en un
bosque maduro puede ser insignificante, debido
al incremento de la resistencia al corte del suelo
generado por la acción de la sobrecarga.
– Por modificación del contenido de humedad y presiones de poros en el suelo: la vegetación modifica
las condiciones hidrológicas de un talud debido a
factores asociados al follaje, tales como: intercepción de las lluvias, retención, acumulación, goteo
y evapotranspiración.
– Por generación de un estrato superficial orgánico:
en la mayoría de los bosques se genera un estrato
orgánico, constituido por hojas, humus y raíces
de los árboles, que protege al suelo natural de las
lluvias y de la erosión que genera tanto la acción del
viento como las aguas de escorrentía superficial.
– Por reforzamiento mecánico del suelo: las raíces
refuerzan el suelo incrementando la resistencia al
corte, debido a que éstas actúan como tensiles de
resistencia. Por otra parte, el anclaje de los troncos
genera que éstos actúen como pilares o puntales en
los taludes, contrarrestando las tensiones de corte
y restringiendo lateralmente el movimiento superficial de las superficies potencialmente inestables.
El refuerzo de las raíces es el mecanismo más común
asociado a la influencia de la vegetación en la estabilización de taludes. En relación a la resistencia que
confieren las raíces al suelo, ésta depende de la conformación y de la distribución del sistema radicular.
De acuerdo a lo anterior, los posibles factores asociados con la vegetación arbórea que afectan la estabilidad de una masa de suelos, son los siguientes:
3. Mecanismo de reforzamiento del
suelo y estabilización de taludes por las
raíces de los árboles. Estimación de la
cohesión “aparente”
– Por transmisión de las fuerzas del viento y acuñamiento de las raíces: aunque frecuentemente los
árboles pueden volcarse ante la acción de fuertes
vientos en taludes con importantes pendientes, generando una perturbación en el manto superficial
En la práctica ingenieril es ampliamente aceptado
que las raíces actúan como un sistema de refuerzo
aumentando la resistencia al corte de los suelos, cuya
influencia puede ser expresada como una cohesión
“aparente” adicional en términos del criterio de falla
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Sanhueza, C. - Villavicencio, G.
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de Coulomb (O’Loughlin y Ziemer, 1999; Schmidt
et al., 2001; Bransby et al., 2006). De esta manera,
la resistencia al corte del sistema suelo-raíz puede ser
expresado mediante la siguiente ecuación:
τ f = c '+ cR + (σ −μ ) tan φ ' (1)
Donde:
τf
: resistencia al corte del sistema suelo-raíz
c’
: cohesión efectiva del suelo
cR
: cohesión “aparente” aportada por las raíces
σ
: esfuerzo normal debido al peso del suelo
n
⎛A ⎞
cr ⋅TR con TR = ∑ t ri ⋅ ⎜ ri ⎟ (2)
⎝ As ⎠
i=1
Donde Ari / AS corresponde al coeficiente entre la sección
de la raíz interceptada por la superficie de falla (Ari) y la
sección del suelo potencialmente inestable (AS), y n es
el número de raíces existentes en la sección AS.
3.1Sistema radicular de la zona en Estudio
: presión de poros
φ’
: ángulo efectivo del suelo
Wu et al (1979) propuso la siguiente relación para
estimar la cohesión “aparente” aportada por las raíces
en función del tensil total de esfuerzo de las raíces (T R):
La zona en estudio corresponde a un talud natural en
las dunas de Reñaca, donde predominan depósitos de
sedimentos eólicos asignados al Cuaternario. Estas dunas, ubicadas entre Las Salinas y Concón, se encuentran
estabilizadas (“duna vieja”) y en profundidad presentan
cierta cementación (Grimme y Álvarez, 1964); pero existen áreas en que se encuentran activas (“duna nueva”),
donde la primera capa de esta presenta raíces y raicillas,
con una profundidad máxima entre 0.8 a 1.0 m. Ambas
dunas están constituidas por más del 80% de arena fina,
con una porosidad y permeabilidad muy altas.
En el sector antes descrito y donde se llevó a cabo la investigación (Figura 1), las especies arbóreas existentes
que predominan corresponden al tipo de Pinus radiata
Figura 1. Vista en planta de la zona en estudio
Fuente: Vista en planta de la zona en estudio.
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Sanhueza, C. - Villavicencio, G.
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D. Don y Eucaliptus globulus, tal como se observan
en la Figura 2.
Considerando la clasificación propuesta por Pritchett
(1986), este tipo de especies presenta un sistema
radicular tipo “radiado” caracterizado por su poca
profundidad, con fuertes ramificaciones laterales a
partir de las cuales se desarrollan ramificaciones en
dirección vertical. Según la descripción propuesta por
Ashton (1975), el sistema radicular asociado a este
tipo de especies presenta las siguientes características:
– Pinus radiata D. Don: el 85% de las raíces se encuentra dentro de los primeros 50 cm de profundidad. Las
raíces verticales que se desarrollan de las ramificaciones horizontales producen extensiones o brazos
lejanos al tronco, que logran penetrar en el suelo
a una profundidad equivalente a la raíz principal.
Las longitudes radiculares son mayores a 3.0 m con
diámetros máximos superiores a 10.0 cm.
– Eucaliptus globulus: especie de crecimiento muy
rápido con una vida relativamente corta. El sistema
radicular es superficial con raíces pivotantes a profundidades mayores a 2.0 m. El mayor desarrollo
radicular se encuentra entre los 15.0 a 45.0 cm de
profundidad y cerca del 96% de las raíces se concentra en los primeros 60.0 cm. La longitud de la raíces
principales pueden llegar a 8.0 m, con un diámetro
promedio de 20.0 cm y pocas raíces secundarias.
En la Figura 3, se observa el sistema radicular y las
raíces de las especias arbóreas existentes en el sector
en estudio.
3.2Estimación de la cohesión “aparente” generada
por las raíces de los árboles
Para llevar a cabo los análisis de estabilidad de taludes
se requiere la estimación de la cohesión “aparente”
de las raíces (C R), para la cual existen diferentes metodologías. Dentro de ellas, se pueden mencionar
las siguientes: a partir de ensayos de corte directo
realizados in situ a diferentes escalas sobre sistemas
suelo-raíz particulares; mediciones del diámetro de las
raíces y de su resistencia; “back-análisis” en taludes
forestados que presentaron inestabilidades mecánicas;
y modelos de resistencia e información de la densidad
de las raíces.
A partir de antecedentes bibliográficos y considerando
el sistema radiado que presentan las especies arbóreas
del sector, se ha adoptado un rango de valores para la
cohesión “aparente” de las raíces (C R) comprendido
entre 1.0 y 20 KPa, de acuerdo a los valores propuestos
por O’Loughlin y Ziemer (1999).
4. Antecedentes empleados y
metodología de trabajo
Con el objeto de llevar a cabo los análisis de estabilidad del talud del sector en estudio, bajo condiciones
estáticas y pseudoestáticas, junto con estimar las
deformaciones sísmicamente inducidas, fue necesario
proceder con la metodología de trabajo que se explica
a continuación.
Figura 2. Especies arbóreas predominantes en el talud en estudio
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Sanhueza, C. - Villavicencio, G.
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Figura 3. Raíces de las especies arbóreas existentes en el
sector en estudio
A partir de antecedentes topográficos de la zona en estudio, se seleccionaron dos perfiles considerados representativos de la geometría del talud, determinándose:
altura y pendiente del talud; inclinación de los árboles
presentes (según su grado de reptación); y, sobrecargas
existentes en la cara y/o coronamiento del talud.
Posteriormente, se realizó la exploración del terreno en
base a cinco calicatas, distribuidas en los dos perfiles
(Figura 4). De ellas se extrajeron muestras de suelo representativas, para efectuar ensayos de caracterización
física (granulometrías, límites de Atterberg, contenido
de humedad, densidad in situ y densidad relativa) y
mecánica (corte directo CD). Adicionalmente, se efectuaron ensayos de penetración dinámica con el equipo
PANDA. A partir de los resultados obtenidos de estas
pruebas, se procedió a la caracterización geotécnica
de los suelos presentes.
En primer lugar, se llevaron a cabo una serie de visitas
técnicas, con el propósito de recopilar información
tanto en poder del mandante como aquella disponible
en los archivos municipales. A continuación, se realizó
una inspección del sitio para definir in situ los trabajos
de terreno a desarrollar.
El estado de compacidad natural y los parámetros
geotécnicos de los materiales encontrados en el área
de estudio, han sido estimados tanto a nivel superficial como en profundidad. Ello, a partir de ensayos
de resistencia realizados en laboratorio y de correlaciones desarrolladas en función de la resistencia por
punta (q d) obtenida del ensayo de penetración PANDA
(Sanhueza y Villavicencio, 2010).
Figura 4. Emplazamiento de los puntos de prospección: Perfil 1 puntos de prospección
P1, P2, P3, P4 y P10; Perfil 2 puntos de prospección P5, P6, P7, P8 y P9.
páginas: 16 - 31
libro construccion.indb 21
]
Sanhueza, C. - Villavicencio, G.
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Revista de la Construcción
Volumen 11 No 1 - 2012
[ 21
19-06-12 23:20
5. Investigación geotécnica del terreno
En la Tabla 2 se presenta un resumen con los valores
de la resistencia a la penetración de punta (qd) obtenidos del ensayo PANDA y sus correlaciones con el
índice de resistencia a la penetración estándar (N SPT)
y con el índice a la penetración de cono (N DCPT), para
el estrato de duna vieja.
A partir de la campaña geotécnica del terreno realizada
para el desarrollo de la investigación, se obtuvieron los
resultados que se presentan en la Tabla 1.
En la Figura 5 se muestran los perfiles de resistencia
a la penetración de punta (qd) en función de la profundidad en dos puntos de prospección de la zona en
estudio (P1 y P3 de la Figura 4).
Con los antecedentes obtenidos de la campaña geotécnica se pudo establecer el siguiente perfil estratigráfico de la zona en estudio (Figura 6).
Tabla 1. Resumen de características físicas, estado de compacidad y parámetros resistentes de la zona en estudio
Nombre
local
Clasificación
USCS
Duna Activa
SP
Densidades mínima
y máxima
Densidad y humedad
in-situ
Densidad
relativa
Ang.
fricción (*)
gdmin,
(grs/cm3)
gdmáx,
(grs/cm3)
gd
(grs/cm3)
w
(%)
DR%
f’
1,48-1,53
1,75-1,80
1,64-1,71
1,6-3,5
56-77
34
(*): el ángulo de fricción ha sido determinado a partir de ensayos de resistencia al corte realizados sobre probetas compactadas
a la densidad in situ.
Figura 5. Perfiles de resistencia a la penetración (a) P1 (b) P3
(a)
22 ]
libro construccion.indb 22
Revista de la Construcción
Volumen 11 No 1 - 2012
(b)
]
Sanhueza, C. - Villavicencio, G.
[
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Figura 6. Estratigrafía de la zona en estudio para los dos perfiles identificados según la Figura 4
Tabla 2. Parámetros de resistencia
qd
(MPa)
Perfil
NSPT
(golpes/pie)
Mínima
Máxima
Mínima
Máxima
Mínima
Máxima
Nº 1
6,0
9,4
27
40
38
56
Nº 2
6,0
12,6
27
53
38
76
En relación al estado de compacidad de los materiales analizados, se identificó un primer estrato (duna
nueva) de espesor variable con densidad relativa que
fluctuó entre 24% y 73%, alcanzándose un estado de compacidad muy suelta a nivel superficial y
medianamente densa a densa en profundidad. Su
comportamiento mecánico asociado varía desde el
tipo contractivo al tipo dilatante. Para profundidades
superiores a 6 m, la densidad relativa aumenta progresivamente en profundidad, alcanzando un estado
de compacidad medianamente denso a denso. Bajo
esta condición el comportamiento mecánico es del
tipo dilatante, propio de la duna vieja.
El ángulo de fricción interna en profundidad ha sido
estimado a partir de la resistencia de punta normalizada (qd N1), considerando la relación propuesta por Díaz
y Rodríguez-Roa (2007). Los resultados se muestran
en la Tabla 3.
páginas: 16 - 31
libro construccion.indb 23
NDCPT
(golpes/pie)
]
Finalmente, la relación entre la densidad relativa y el
ángulo de fricción interna efectivo, se deducen de la
Figura 7 (Sanhueza y Villavicencio, 2010).
6. Cálculo de la estabilidad del talud
natural en la zona en estudio
6.1Características de la zona de emplazamiento
A nivel local, la zona de Reñaca se ubica en el borde
erosionado de un acantilado costero de 100 a 120 m
de altura sobre el nivel medio del mar. El borde inferior
de este acantilado está constituido por un angosto
remanente, que habría sido una antigua terraza fluviomarina. La playa se desarrolla entre 0.0 y 6.0 m sobre
el nivel medio del mar, aflorando promontorios rocosos
solo en el extremo norte.
Sanhueza, C. - Villavicencio, G.
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Revista de la Construcción
Volumen 11 No 1 - 2012
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Tabla 3. Variación del ángulo de fricción efectivo (f’)
Sector
Perfil
Nº 1
Angulo de fricción efectivo, f’ (°)
Estrato
Espesor medio
(m)
Mínimo
Máximo
Promedio
1
3.0 a 5.0
34
40
37
2
> 5.0
38
40
39
1
3.0 a 5.3
32
39
36
2
> 5.3
32
41
39
Talud
Nº 2
Figura 7. Relación %DR y ángulo de fricción efectivo
Considerando lo anterior, Musante & Ortigosa (1985)
dedujeron que sobre el basamento rocoso yace un
espesor de 120 m de sedimentos arenosos acuñados
hacia el Este. Los sedimentos ubicados entre 0.0,
24 ]
libro construccion.indb 24
Revista de la Construcción
Volumen 11 No 1 - 2012
]
80.0 y 100.0 m sobre el nivel medio del mar, son
fundamentalmente arenosos y limosos, de color pardo-amarillento de estratificación fina y parcialmente
cementados en profundidad.
Sanhueza, C. - Villavicencio, G.
[
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7. Consideraciones de análisis: hipótesis
Para analizar la estabilidad mecánica de los taludes
existentes en el sector en estudio, se han planteado
hipótesis de cálculo respecto a la estratigrafía, parámetros mecánicos, generación de flujos internos, efecto
de las raíces y sobrecargas externas. Algunas de ellas
se presentan a continuación:
a) Respecto a la homogeneidad, parámetros mecánicos:
– Se considera una condición de homogeneidad e
isotropía, desde el punto de vista físico, en cada
uno de los horizontes que conforman la estratigrafía de los sectores.
– La segunda capa de la “duna nueva”, presenta un
comportamiento mecánico puramente friccionante.
– La “duna vieja” presenta un comportamiento mecánico caracterizado por la fricción y la cohesión
por cementación de las partículas de suelo.
– La variación de los parámetros resistentes es el resultado del estado de compacidad de los horizontes
identificados.
– La variación de la densidad in situ y de los parámetros resistentes de los suelos es descrita por una
función de distribución del tipo normal.
– A largo plazo se considera la generación de un
aumento de los parámetros resistentes de la “duna
nueva”, fundamentalmente, relacionado con un
aumento del ángulo de fricción interno.
b) En relación al efecto de las raíces:
– Las raíces existentes donde se encuentran emplazados los árboles, generan una “cohesión” adicional.
– La resistencia a la tensión de las fibras individuales
de las raíces se moviliza completamente.
– Las raíces no generan un efecto sobre el ángulo de
fricción del suelo.
– Todas las raíces fallan de manera simultánea durante
el deslizamiento.
– Las raíces son flexibles e inicialmente se encuentran
orientadas en dirección perpendicular a la superficie de falla.
7.1Escenarios de cálculo
Los análisis de estabilidad, tanto en condiciones estáticas como pseudoestáticas, han sido realizados
páginas: 16 - 31
libro construccion.indb 25
]
considerando dos escenarios de cálculo. El primero de
ellos tiene por objetivo analizar la condición de estabilidad actual, mientras que el segundo, ha buscado
estimar la estabilidad futura de los taludes existentes
en la zona en estudio.
En este segundo escenario se ha considerado un evento sísmico como los terremotos de los años 1906 y
1985; así como también, un aumento del estado de
compacidad y de los parámetros resistentes.
7.2Método de cálculo adoptado
Los análisis de estabilidad de taludes han sido realizados utilizando Métodos de Equilibrio Límite (MEL)
y procedimientos de cálculo geotécnico clásicos ampliamente aceptados, tanto por la práctica nacional
como internacional. Considerando una condición de
homogeneidad de los horizontes existentes en el sector
en estudio, las potenciales superficies de deslizamiento
serían del tipo “talud” con una morfología aproximadamente no circular y plana poco profunda, como fue
observado en los deslizamientos generados en el sector
de Reñaca durante los sismos de julio de 1971 y de
marzo de 1985 (Kort, 1985).
A partir de lo anterior, y considerando las recomendaciones prácticas, la evaluación de la estabilidad de
taludes se ha realizado mediante el método de equilibrio plástico-límite bidimensional de MorgenstermPrice, para condiciones estáticas y sísmicas (análisis
pseudoestáticos), en conjunto con el método de optimización geométrica de la potencial superficie de
deslizamiento y de la definición de la zona mecánicamente más inestable.
Para la estimación de los potenciales desplazamientos
de masa, asociados a las superficies de deslizamiento
críticas, se ha empleado el método propuesto por
Jibson (2007) desarrollado a partir del modelo de
bloque deslizante de Newmark (1965).
7.3Factor de seguridad adoptado
El factor de seguridad considerado como aceptable
en estos casos, según el coeficiente sísmico de diseño, ha sido el sugerido por Hynes y Franklin (1984),
perteneciente a la banda de valores propuesta por
Dismuke (2002). Los valores mínimos adoptados para
F.S se encuentran entre 1.0 y 1.1. Por lo tanto, cada
vez que la aceleración máxima generada por un sismo
sea superior al coeficiente sísmico seleccionado, se
producirían fallas intermitentes y desplazamientos en
la masa de los taludes, los cuales no darían origen a
patologías ni alterarían el adecuado comportamiento
mecánico a nivel global.
Sanhueza, C. - Villavicencio, G.
[
Revista de la Construcción
Volumen 11 No 1 - 2012
[ 25
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7.4Aceleración sísmica y coeficiente sísmico
A partir del mapa de aceleraciones máximas propuesto por el Earthquake Hazards Program de la USGS
(United States Geological Survey), y de las relaciones
de atenuación propuestas por Ruiz y Saragoni (2005),
se han estimado a corto y largo plazo los valores de
aceleración (a max) de 0,3g y 0,4g, respectivamente.
Figura 8. Emplazamiento de perfiles
geométricos de cálculo
Como criterio de selección del coeficiente sísmico de
diseño (C.S), se ha considerado que la aceleración máxima producida por un sismo, generalmente, actúa en
fracción de segundos y, una vez que se ha producido
el desplazamiento de la masa, esta es movilizada con
una aceleración menor que la máxima generada por
el sismo. La experiencia recomienda considerar en los
análisis de estabilidad, bajo condiciones sísmicas, un C.S
correspondiente a una fracción de la aceleración máxima.
Para la selección del C.S se deben considerar otros
factores, tales como: la magnitud de la masa potencialmente deslizante; las consecuencias que provocarían
deformaciones excesivas; y, deslizamientos en las zonas bajas de los taludes. A partir de lo anterior, el C.S
empleado en los análisis ha sido igual a 0.15 y 0.20
para los análisis a corto y largo plazo, respectivamente.
Figura 9. Esquema perfil geométrico de cálculo
“Perfil Nº 1”
7.5Cálculo de la estabilidad del talud natural
Los análisis de estabilidad han sido realizados en los
sectores considerados como más desfavorables desde
el punto de vista mecánico, los cuales además, se encuentran directamente relacionados con la inclinación
y longitud máxima de dichos taludes en el sector en
estudio. El emplazamiento de los perfiles seleccionados
se presenta en la Figura 8.
En las Figuras 9 a 11 se muestran los esquemas representativos de cada perfil, considerando la estratigrafía
de los suelos estimada a partir de los antecedentes recopilados y de las señales penetrométricas, las cuales han
sido obtenidas de los ensayos de penetración PANDA.
Los parámetros geotécnicos de entrada han sido definidos considerando los resultados obtenidos en los
ensayos de resistencia al corte realizados en laboratorio y las estimaciones realizadas en profundidad de la
resistencia de punta (qd) normalizada (1.0 atm). Los
valores obtenidos han sido contrastados con antecedentes recopilados de la bibliografía especializada,
correspondiente a la caracterización geotécnica de
las dunas de Reñaca (Kort, 1985; Musante y Ortigosa,
1985; Aguirre et al., 1986).
En relación a la variabilidad de los parámetros mecánicos
de los suelos existentes, esta ha sido considerada de
26 ]
libro construccion.indb 26
Revista de la Construcción
Volumen 11 No 1 - 2012
]
manera estimativa mediante un análisis estadístico de
los parámetros estimados en profundidad y la adaptación de una ley de distribución teórica del tipo normal.
De esta manera, para cada uno de los estratos identificados, han sido estimados los valores que se presentan
en la Tabla 4, los cuales corresponden a los parámetros
que se han empleado en los análisis a corto plazo de
la estabilidad mecánica de los taludes.
Sanhueza, C. - Villavicencio, G.
[
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19-06-12 23:20
Figura 10. Esquema perfil geométrico de cálculo
“Perfil Nº 2”
Figura 11. Esquema perfil geométrico de cálculo
“Perfil Nº 3”
Tabla 4. Resumen de parámetros geotécnicos por cada perfil
Perfil 1
Densidad in situ
gt (ton/m3)
Estrato
Ángulo de fricción
efectivo, f’ (º)
Mín.
Máx.
Media
Mín.
Máx.
Media
1
1,51
1,67
1,59
31
33
2
1,68
1,78
1,73
34
3
2,1
2,30
2,20
37
Cohesión
(Kpa)
Mín.
Máx.
Media
32
10
12
11
40
37
–
–
–
40
33
100
200
150
Perfil 2
Densidad in situ
gt (ton/m3)
Estrato
Ángulo de fricción
efectivo, f’ (º)
Mín.
Máx.
Media
Mín.
Máx.
Media
1
1,51
1,67
1,59
31
33
2
1,68
1,78
1,73
34
3
2,1
2,30
2,20
38
Cohesión
(Kpa)
Mín.
Máx.
Media
32
10
12
11
39
36
–
–
–
40
39
100
200
150
Perfil 3
Densidad in situ
gt (ton/m3)
Estrato
Ángulo de fricción
efectivo, f’ (º)
Mín.
Máx.
Media
Mín.
Máx.
Media
1
1,51
1,67
1,59
31
33
2
1,68
1,78
1,73
34
3
2,1
2,30
2,20
38
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libro construccion.indb 27
]
Cohesión
(Kpa)
Mín.
Máx.
32
10
12
11
39
36
–
–
–
42
40
100
200
150
Sanhueza, C. - Villavicencio, G.
[
Media
Revista de la Construcción
Volumen 11 No 1 - 2012
[ 27
19-06-12 23:20
Considerando los antecedentes anteriormente descritos, se procedió al cálculo de la estabilidad del talud
para los distintos escenarios.
En el primer escenario se consideró el método de
Morgensterm-Price, a partir del cual se obtuvo una
superficie potencial de falla como la que se muestra
en la Figura 12. Los FS obtenidos en condiciones estáticas para la superficie crítica de deslizamiento están
comprendidos entre 1,332 y 1,433; mientras que, para
la zona de análisis, entre 1,332 y 2,032.
análisis, los valores se encuentran comprendidos entre
1,00 y 1,703.
Los resultados que se han obtenido de los análisis de
estabilidad de taludes realizados bajo condiciones estáticas y sísmicas (pseudoestáticas), para cada uno de
perfiles de cálculo definidos en los sectores en estudio,
se presentan en la Tabla 5.
Bajo condiciones sísmicas a nivel global, los factores
de seguridad que se han obtenido para la superficie
crítica han sido iguales o superiores a la condición de
equilibrio límite (F.S > 1,0). En relación a la zona de
Para el segundo escenario se consideró el método de
Morgensterm-Price, a partir del cual se obtuvo una
superficie potencial de falla como la que se muestra
en la Figura 13, con lo cual se obtuvo un factor de
seguridad en condiciones estáticas para la superficie
crítica de deslizamiento entre 1,471 y 1,545; mientras
que, para la zona de análisis, entre 1,471 y 1,904.
Figura 12. Superficie crítica potencial de deslizamiento.
Perfil 1. Escenario 1 condiciones estáticas
Figura 13. Superficie crítica potencial de deslizamiento.
Perfil 1. Escenario 2 condiciones estáticas
Tabla 5. Resultados análisis estabilidad de taludes. Condición estática y sísmica. Escenario 1
Factor de Seguridad. Escenario de cálculo Nº 1
Perfil
1
2
3
28 ]
libro construccion.indb 28
Condición
Zona de análisis
Superficie crítica
Mín.
Máx.
Mín.
Máx.
Media
Desv.
est
Prob. de
falla (%)
Índice
fiabilidad
Estática
1,412
1,812
1,412
1,452
1,433
0,006
10 -5
75,55
Sísmica
1,055
1,455
1,055
1,086
1,070
0,004
10 -5
16,01
Estática
1,332
2,032
1,332
1,362
1,348
0,005
10 -5
76,94
Sísmica
1,003
1,703
1,003
1,030
1,020
0,003
10 -5
4,77
Estática
1,405
1,434
1,405
1,434
1,419
0,005
10 -5
89,30
Sísmica
1,042
1,456
1,042
1,067
1,056
0,003
10 -5
17,00
Revista de la Construcción
Volumen 11 No 1 - 2012
]
Sanhueza, C. - Villavicencio, G.
[
páginas: 16 - 31
19-06-12 23:20
Bajo condiciones sísmicas a nivel global, los factores
de seguridad que se han obtenido para la superficie
crítica han sido iguales o superiores a la condición de
equilibrio límite (F.S > 1,0). En relación a la zona de
análisis, los valores se encuentran comprendidos entre
1,025 y 1,742.
Los resultados que se han obtenido de los análisis de
estabilidad de taludes realizados bajo condiciones estáticas y sísmicas (pseudoestáticas), para cada uno de
perfiles de cálculo definidos en los sectores en estudio,
se presentan en la Tabla 6.
8. Análisis de resultados
A partir de los resultados obtenidos de la simulación
de Monte Carlo realizada para cada perfil de cálculo,
se ha podido concluir que a corto plazo (escenario 1)
la probabilidad de falla global de los taludes analizados
sería prácticamente nula, considerando las hipótesis y
criterios de cálculo adoptados.
El adecuado comportamiento mecánico de los taludes
existentes en el sector en estudio se vio reflejado durante el terremoto del 3 de marzo de 1985, ya que no
se generaron deslizamientos sísmicamente inducidos.
La morfología de las superficies de falla obtenidas
representa mecanismos de falla típicos para los taludes existentes en el sector en estudio, caracterizados
por superficies semiplanas del tipo “talud”, las que
se generarían dentro del estrato correspondiente a la
“duna nueva”.
En relación a la influencia de los árboles existente sobre la estabilidad de los taludes, esta se ha traducido
en una disminución en la generación de deslizamientos superficiales o poco profundos. En efecto, los
sistemas radiculares de las raíces de los árboles han
Tabla 6. Resultados análisis estabilidad de taludes. Condición estática y sísmica. Escenario 2
Factor de Seguridad. Escenario de cálculo Nº 2
Perfil
Zona de análisis
Condición
Superficie crítica
Mín.
Máx.
Mín.
Máx.
Media
Desv.
est
Prob. de
falla (%)
Índice
fiabilidad
Estática
1,504
1,904
1,504
1,545
1,527
0,006
10 -5
86,94
Sísmica
1,025
1,425
1,025
1,057
1,042
0,004
10 -5
10,83
Estática
1,471
1,507
1,471
1,507
1,487
0,005
10 -5
92,07
Sísmica
1,043
1,742
1,043
1,066
1,053
0,003
10 -5
15,45
Estática
1,503
1,903
1,503
1,538
1,518
0,005
10 -5
Sísmica
1,023
1,423
1,023
1,044
1,034
0,003
10 -5
1
2
110,7
3
11,08
Estimación de deslizamientos sísmicamente inducidos. Escenario 1
Sector
Talud
Talud
medio
F.S
Acel. de
fluencia
Acel.
Máxima
(º)
Estático
ay (g)
amax (g)
1
33
1,412
0,227
0,3
2
39
1,332
0,209
3
34
1,405
0,226
Perfil
páginas: 16 - 31
libro construccion.indb 29
]
ay/
amax
Desplazamientos (cm)
Mín.
Medio
Máx.
0,567
0,1
0,3
0,9
0,3
0,522
0,2
0,5
1,6
0,3
0,564
0,1
0,3
0,9
Sanhueza, C. - Villavicencio, G.
[
Revista de la Construcción
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[ 29
19-06-12 23:20
formado una armadura de fibras entrelazadas ligadas
íntimamente a la matriz del suelo, que ha reforzado
su estructura e incrementado su resistencia al deslizamiento. Además, éstos han minimizado la acción
erosiva tanto del viento como de las aguas lluvias,
estabilizando superficialmente los suelos existentes
en la zona en estudio.
A partir de los resultados obtenidos, considerando
el escenario sísmico, se ha podido concluir que los
desplazamientos de masa estimados a nivel global en
el sector estudiado, se traducirían en deformaciones
mínimas que no comprometerían el comportamiento
mecánico global de los taludes (Tabla 6). Lo anterior
ha sido posible considerando las hipótesis y los criterios de análisis establecidos en el primer escenario
de cálculo.
En relación al escenario 2, los resultados obtenidos a
partir de la simulación de Monte Carlo realizada para
cada perfil de cálculo, indican que la probabilidad de
falla a largo plazo de los taludes analizados sería prácticamente nula. Todo ello bajo las hipótesis y criterios
de cálculo que se han adoptado en este escenario de
análisis.
Considerando el escenario sísmico establecido para
evaluar la estabilidad mecánica a largo plazo (escenario 2), a partir de los resultados obtenidos, se ha
podido concluir que los desplazamientos de masa
estimados a nivel global en el sector en estudio, se
podrían traducir en deformaciones mínimas que no
comprometerían el comportamiento mecánico global
de los taludes (Tabla 7), considerando las hipótesis y
los criterios de análisis en este segundo escenario de
cálculo.
8.1Estimación de desplazamientos sísmicamente
inducidos
Con el objetivo de realizar una estimación de las deformaciones sísmicamente inducidas que se podrían
generar en los taludes del sector en estudio para el
escenario 1, considerando las actuales condiciones de
estabilidad, se ha adoptado para el análisis la relación
propuesta por Jibson (2007) expresada en función de
la aceleración de fluencia (ay), correspondiente al valor
de la aceleración sísmica que reduce el factor de seguridad a la unidad. Esta relación ha sido desarrollada
a partir del modelo del bloque deslizante propuesto
por Newmark (1965). Las hipótesis que se han considerado para la estimación de las deformaciones han
sido las siguientes:
Es importante señalar que, el análisis de la estabilidad
mecánica de los taludes a largo plazo, ha sido realizado
considerando que los suelos constituyentes del estrato
denominado “duna nueva”, podrían experimentar un
aumento en el estado de compacidad y en los parámetros resistentes, condición que debe ser verificada
a futuro.
9. Conclusiones
A partir de los resultados que se han obtenido de
los análisis realizados, se ha podido concluir que
el sector en estudio presentaría, actualmente, una
adecuada condición de estabilidad mecánica a corto
plazo (FS > 1), condición que se podría mantener a
largo plazo siempre y cuando se confirmen las hipótesis y criterios de cálculo que se han adoptado
en este estudio.
– La masa potencialmente deslizante corresponde a
un bloque rígido.
– La resistencia al corte del suelo es igualmente movilizada en el plano potencial de deslizamiento.
– La superficie potencial de deslizamiento se encuentra claramente definida.
– La aceleración de fluencia es constante.
Tabla 7. Estimación de deslizamientos sísmicamente inducidos. Escenario 2
Sector
Talud
30 ]
libro construccion.indb 30
Talud medio
F.S
Acel. de
fluencia
Acel.
Máxima
(º)
Estático
ay (g)
amax (g)
1
33
1,504
0,278
0,4
2
39
1,471
0,296
3
34
1,503
0,281
Perfil
Revista de la Construcción
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]
ay/
amax
Desplazamientos (cm)
Mín.
Medio
Máx.
0,694
0,2
0,5
1,7
0,4
0,741
0,1
0,3
1,0
0,4
0,701
0,1
0,5
1,6
Sanhueza, C. - Villavicencio, G.
[
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El adecuado comportamiento bajo condiciones sísmicas de los taludes analizados, se vio reflejado durante
el terremoto del 3 de marzo del año 1985 al no generarse deslizamientos de masa, como los que fueron
observados en una serie de taludes pertenecientes al
campo de dunas existente en el sector de Reñaca (Kort,
1985; Musante y Ortigosa, 1985). Este apropiado
comportamiento mecánico se podría atribuir a la configuración geométrica que presentan los taludes y a la
construcción de convenientes sistemas de contención.
Por otra parte, los árboles existentes pueden disminuir
considerablemente la generación de deslizamientos
poco profundos o superficiales, debido, principalmente, a la acción de sus raíces que actúan como un sistema de refuerzo, aumentando la resistencia al corte del
suelo dentro de los primeros metros de profundidad.
Además, la presencia de los árboles tiende a minimizar
la acción erosiva del viento y de las aguas lluvia, lo
que conlleva a una disminución del movimiento del
estrato denominado “duna nueva”.
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páginas: 16 - 31
libro construccion.indb 31
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12. Sanhueza, C y Villavicencio, G. (2010) “Estimación
de parámetros resistentes a partir del ensayo de
penetración PANDA y su aplicación en el cálculo de
la capacidad de soporte y asentamientos del suelo
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Sanhueza, C. - Villavicencio, G.
[
Revista de la Construcción
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[ 31
19-06-12 23:20
The spanish construction
sector under gender
perspective. Analysis of
working conditions.
El sector español de
la construcción bajo
la perspectiva de
género. Análisis de las
condiciones laborales
Autores
INFANTE, M. Universidad de Sevilla,
[email protected]
Sevilla, España
ROMÁN, M. Universidad de Sevilla,
[email protected]
Sevilla, España
TRAVERSO, J. Universidad de Sevilla,
[email protected]
Sevilla, España
32 ]
libro construccion.indb 32
Fecha de recepción
11/11/2011
Fecha de aceptación
11/01/2012
Revista de la Construcción
Volumen 11 No 1 - 2012
19-06-12 23:20
Resumen
El trabajo analiza la situación laboral de
la mujer en el sector de la construcción
en España. Siendo el nivel de ocupación
de la mujer significativamente inferior
y diferente al del hombre, son diversas
las circunstancias que lo explican: factores endógenos y exógenos a la organización; oscilaciones en las tendencias
de elección ocupacional; y el núcleo
reducido de ocupaciones donde siguen
moviéndose las mujeres.
Se estudian las desigualdades por razón de género, estudiando los cambios
acaecidos en el sector en los últimos
años y la situación actual. También examina el índice de feminización del sector, así como la distribución de mujeres
en los distintos sectores de actividad.
Todo ello permitirá vislumbrar la existencia de barreras para el acceso de
la mujer al sector de la construcción.
Barreras no solo referidas al acceso sino
también a la diferencia de rol y a la estabilidad laboral, reflejada por el índice
de temporalidad.
Palabras clave: Sector construcción, género, condiciones laborales.
Abstract
The paper analyzes the employment
status of women in the construction
sector in Spain. The level of employment
of women is significantly low and
different compared to men, there are
several circumstances that explain it:
endogenous and exogenous factors to
the organization, fluctuations in the
trends of occupational choice, and
the small core of occupations where
women are still moving.
recent years and the current situation.
Also it examines the feminization rate
by the sector and the distribution
of women by different sectors of
activity. This allows us to glimpse the
existence of barriers to women’s access
to the building industry. Barriers not
only access but also referring to the
difference in role and job stability,
reflected by the rate of temporar y
employment.
Examines the gender inequalities,
studying the changes in the sector in
Keywords: construction, gender, working conditions.
páginas: 32 - 43
libro construccion.indb 33
]
Perea, M. - Onsalo, M. - Cortés, J.
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Volumen 11 No 1 - 2012
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1. Introducción
La elección del sector de la construcción, como objeto
de análisis del presente trabajo, se sustenta en el importante papel que ha jugado en nuestra economía a
lo largo de las dos últimas décadas. De esta manera
podemos destacar la significativa contribución al PIB
nacional, teniendo una evolución del 7,5% en el año
2000 al 10,0% en 2009 (ofreciendo el punto álgido
en 2006 con el 10,8%), se debe recordar que la media
en países de la zona euro es del 5,8% (Fuentes I.N.E.
y Eurostat).
Otro dato relevante es el volumen de población ocupada que ha venido absorbiendo durante los años de
boom inmobiliario y la drástica caída de la actividad
con la posterior crisis económica.
Además, se caracteriza por la descentralización de la
estructura empresarial. El sector de la construcción ha
pasado de un modelo donde las grandes corporaciones
aglutinaban todos los oficios, y eran bastantes escasas las contrataciones externas, a una especialización
profesional en la que las empresas de construcción se
subdividen y reparten el trabajo mediante múltiples
contrataciones. En la actualidad las grandes compañías
actúan como gestoras, cediendo partes del proyecto
a otras empresas menores que a su vez subcontratan
con terceros para los diferentes servicios. Esta descentralización conlleva, a su vez, una gran fragmentación
empresarial donde podemos apreciar, al clasificar las
empresas según el tamaño de la plantilla, que el peso
de las PyMES es fundamental, especialmente las microempresas (de 1 a 9 trabajadores/as), que según los
últimos datos publicados por el Ministerio de Fomento
en la Estadística de la Estructura de la Industria de la
Construcción en 2008 (Ministerio de Fomento, 2010)
representaban el 42,27% del total de empresas, con
un total de 713.207 trabajadores/as. Solo aproximadamente el 3,5% de las empresas tienen 20 o más
trabajadores/as.
En la construcción conviven, por tanto, empresas de
características muy dispares tanto en el tamaño de la
plantilla como en su posición e iniciativas estratégicas
(Martín, R. y González, J., 2010).
Siendo interesante conocer estos datos del sector
dada su relevancia económica, en el trabajo que
presentamos hemos dado un paso más abordándolo
desde el campo de lo social. Hemos incorporado la
perspectiva de género como criterio de análisis. La
finalidad del enfoque integrado de género es el logro
de la igualdad entre mujeres y hombres, y supone
gestionar la eliminación de las desigualdades de
género y el establecimiento de la igualdad en todos
34 ]
libro construccion.indb 34
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los órdenes y niveles de la gestión organizacional e
institucional.
Aplicar la perspectiva de género al sector de la construcción, concretamente a las condiciones laborales
existentes en él, nos ha revelado un escenario en el
que la segregación horizontal y vertical, la dificultad
de acceso de la mujer al empleo, y la existencia de barreras y desigualdades en la situación profesional y en
las condiciones de contratación están aún presentes.
Para el desarrollo del trabajo hemos seguido el siguiente esquema: en primer lugar hemos fijado el
objetivo y la metodología a emplear; posteriormente
hemos aplicado la perspectiva de género al análisis de
las condiciones laborales del sector, concretamente al
empleo, la situación profesional y las condiciones de
contratación, obteniendo los resultados del trabajo; y
para finalizar exponemos las principales conclusiones
y una propuesta de discusión.
2. Objetivo y metodología
El objetivo del presente trabajo es analizar las condiciones laborales en el sector de la construcción a nivel
nacional bajo la perspectiva de género. Concretamente
son tres los parámetros en los que centramos el análisis: el empleo, la situación profesional y las condiciones de contratación, y dentro de éstas estudiamos la
estabilidad laboral de mujeres con respecto a hombres
a través del índice de temporalidad, así como las diferencias salariales. Con ello pretendemos confirmar o
desechar la siguiente hipótesis: “Aunque la igualdad
entre mujeres y hombres sea un hecho a nivel formal/
de jure, a la igualdad real todavía le queda un gran
recorrido ya que las desigualdades entre mujeres y
hombres (brecha de género) aún son bastante evidentes en el mundo en general, y en la sociedad española
en particular” (Quesada, 2009).
La incorporación del género 1 como categoría analítica, nos permite aprender, indagar e interpretar las
diferencias y desigualdades entre mujeres y hombres
1 La noción de género gira alrededor de la idea de que “lo
femenino” y “lo masculino” no son hechos naturales o biológicos, sino construcciones culturales. Al hablar de género
se hace referencia a un sistema de relaciones sociales que
establece normas y prácticas sociales para los hombres y
las mujeres, y a un sistema de relaciones simbólicas que
proporciona ideas y representaciones (Jiménez y Martínez,
2010).
Perea, M. - Onsalo, M. - Cortés, J.
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dentro del contexto del sector de la construcción. Es
por ello que hayamos buscado, detectado y analizado las diferencias, y también las similitudes entre
mujeres y hombres, ubicando los métodos y técnicas
de la investigación en un marco comparativo de las
situaciones entre ambos sexos para identificar posibles
desequilibrios o desigualdades. Buscamos, por tanto,
identificar sesgos sexistas y brechas de género, que
contribuyan con ello a un conocimiento de la realidad
más amplio, completo y válido.
Para el análisis, fundamentalmente descriptivo, hemos
utilizado los datos publicados en estadísticas oficiales
de diferentes fuentes desagregándolos por sexo y,
en la medida de lo posible hemos aplicado medidas
sintéticas y relacionales que permitan analizar las diferencias (o similitudes) y las distancias entre los sexos.
Hemos calculado las “brechas” 2, es decir, indicadores
básicos para posteriores análisis de género de las desigualdades en el sector de la construcción.
3. Resultados de las condiciones
laborales en el sector de la construcción
bajo la perspectiva de género
Los principales resultados obtenidos los presentamos
atendiendo a las variables examinadas en el presente trabajo: el empleo, la situación profesional, y las
condiciones de contratación, analizando la estabilidad
laboral de mujeres con respecto a hombres a través
del índice de temporalidad, así como las diferencias
salariales.
3.1El empleo en el sector de la construcción
El sector de la construcción como fuente de empleo
ha sido el más dinámico en los últimos años, pasando
de apenas 1.200.000 personas empleadas en 1996 a
casi 2.700.000 en 2007, momento en el que alcanza
su nivel máximo. Es a partir de este año en el que, en
consonancia con la crisis económica y financiera en
la que se ve sumido el país, se produce una pérdida
importante de puestos de trabajo, reduciéndose el
volumen de ocupados a 1.650.800 personas en el
año 2010, representando así el 8,94% de la población
ocupada del país (Tabla Nº 1 y Gráfico Nº 1).
2 Normalmente las brechas de género o entre los sexos se
construyen según la diferencia (restando las tasas o proporciones correspondientes a mujeres y a hombres) o la razón
(cociente entre porcentajes o tasas).
páginas: 32 - 43
libro construccion.indb 35
]
Tabla 1. Personas ocupadas sector de la construcción.
Periodo 2001-2010 3
3
Año
Personas
ocupadas
Variación valor
absoluto
Variación
porcentual
2001
1.876.200
–
–
2002
1.980.200
104.000
5,54
2003
2.101.600
121.400
6,13
2004
2.253.200
151.600
7,21
2005
2.357.200
104.000
4,62
2006
2.542.900
185.700
7,88
2007
2.697.300
154.400
6,07
2008
2.453.400
–243.900
–9,04
2009
1.888.300
–565.100
–23,03
2010
1.650.800
–237.500
–12,58
Fuente: Elaboración propia a partir del “Anuario Estadístico
de España 2009 y 2010” (7) y datos EPA 2010.(8) INE.
Para valorar la presencia de la mujer en el sector de la
construcción se debe recurrir al valor que adquiere el
Índice de Feminización 4 (I.F.) respecto de las personas
ocupadas y su comparación con el valor del mismo
en el resto de sectores. En este sentido indicar que,
en 2010, con 137.300 mujeres ocupadas en el sector,
el I.F. de la construcción es de tan solo del 9,07%,
frente a 115,59% que adquiere la ratio para el sector
servicios como sector más feminizado (Gráfico Nº 2).
Tradicionalmente la construcción ha sido una actividad relacionada con la fortaleza física y por lo tanto,
según la educación recibida, con el hombre. Prueba
de ello es la alta masculinización que ha presentado
3 Se debe tener en cuenta que a partir del año 2009 se aplica
una nueva clasificación de actividades económicas según
el INE.
4 El Índice de Feminización es el cociente expresado en %
entre el número de mujeres y número de hombres.
Perea, M. - Onsalo, M. - Cortés, J.
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Gráfico nº 1. Personas ocupadas sector de la
construcción. Periodo 2001-2010
2.750.000
2.500.000
2.250.000
2.000.000
1.700.000
1.500.000
2001 2002 2003 2004 2005 2006 2007 2008 2009 2010
Nº Personas ocupadas en la construcción
Fuente: Elaboración propia a partir del “Anuario Estadístico
de España 2009 y 2010”y datos EPA 2010. INE.
Gráfico nº 2. Índice de feminización por
sectores de actividad, año 2010
Fuente: Elaboración propia a partir de los datos ofrecidos por
el INE. Encuesta de Población Activa. Año 2010.
el sector y que, tal y como hemos visto, sigue presentando. Podemos afirmar que se trata del sector más
masculinizado.
Esta concentración de un sexo en un sector de actividad y la ausencia o escasa presencia del otro, es
36 ]
libro construccion.indb 36
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conocida con el nombre de segregación ocupacional
del mercado de trabajo por sexos, la cual conlleva
causas complejas, históricas, sociales, culturales, educacionales, etc. (Gil, 2005).
A pesar de lo desalentador de este dato, estudiando
los cambios producidos en los últimos años y comparándolo con el resto de sectores, observamos que es
el sector construcción el que presenta la evolución
más positiva, de forma más acusada aún a partir
del año 2008 hasta el año 2010, donde la agricultura reduce su índice de feminización y servicios e
industria prácticamente lo mantienen (Tabla Nº 2).
En la línea de esta reflexión, apuntar que, aun con la
evolución producida, la participación de la mujer en
la construcción parte de unos niveles tan bajos que la
brecha de género sigue siendo muy alta, por lo que
hablar en términos de igualdad aún queda muy lejos
para este sector. Por ejemplo en el último quinquenio
(2005/2010), la presencia de la mujer ha pasado de un
5,39% del total de ocupados/as del sector a un 8,32%,
siendo la brecha de género para 2010 de un 83,37%.
La explicación a esta masculinización del sector la
podemos encontrar en la visión tradicional, anclada
en el determinismo biológico (Le Feuvre, 2000) que
considera la existencia de dos sexos, explícita y tajantemente diferenciados, y como compartimentos
estancos, entendiendo que el comportamiento de los
miembros de cada sexo está fuertemente condicionado
o predeterminado por su diferencia esencial genéticobiológica. De esta manera, el proceso de socialización
diferencial explicaría la asignación de roles y espacios
sociales en función de unas supuestas capacidades
naturales para cada uno de los sexos. Así, este proceso
por el cual desde que nacemos se nos atribuyen características, actitudes, comportamientos, pensamientos,
sentimientos, etc. según nuestro sexo, evidencia las
relaciones de poder entre los sexos y se expresan a
través de los prejuicios y los roles de género estereotipados asignados a un sexo u otro; de manera que dicho
proceso defendería que hay trabajos u oficios que un
hombre puede hacer y que una mujer no, y viceversa.
La distinta forma de concebir a mujeres y hombres
condiciona la participación de mujeres y hombres en el
mercado laboral, haciendo que tanto unas como otros
tengan un acceso restringido a según qué ocupaciones
y/o sectores (Suárez, 2004), conformándose de este
modo sectores fuertemente masculinizados, como el
de la construcción, y otros claramente feminizados
como el sector servicios. A su vez, tiene su reflejo en
todos y cada uno de los ámbitos de desarrollo personal
y social, adquiriendo especial relevancia en la esfera de
lo laboral por haberse convertido el empleo en puerta
de acceso a todos los derechos sociales y, por tanto,
Perea, M. - Onsalo, M. - Cortés, J.
[
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Tabla 2. Índice de feminización por sectores de actividad, años 2008-2010
IF
Agricultura
Industria
Construcción
Servicios
2008
37,01
32,28
7,55
114,62
2009
35,21
32,52
8,30
115,80
2010
34,74
32,43
9,07
115,59
Fuente: Elaboración propia a partir de los datos ofrecidos por el INE. Encuesta de Población Activa. 2008-2010.
en factor determinante en los procesos de exclusión
social” (Echevarría y Larrañaga, 2004).
Gráfico Nº 3. Distribución del empleo femenino según
sector económico, media anual de 2010
Los datos hasta aquí expuestos ponen de manifiesto
que la segregación ocupacional femenina en el sector
de la construcción sigue existiendo a pesar del avance en la incorporación, mantenimiento y promoción
en el mercado laboral que han tenido las mujeres en
los últimos diez años. Pero esta incorporación no ha
sido fácil, en parte debido a la dificultad intrínseca
del propio mercado laboral, en el que se conjugan
la búsqueda de la igualdad con valores, conductas y
actitudes muy masculinizados. Desde una perspectiva
histórica, las mujeres, a pesar de sus conquistas y de
su cada vez mayor presencia en el mercado laboral,
son prácticamente unas recién llegadas (Secretaría de
la mujer de CC.OO-A y U.G.T.-A, 2004).
87,99%
Considerando la distribución de las mujeres en
los distintos sectores de producción, apreciamos
(Gráfico Nº 3) que de todas las mujeres ocupadas en
España en 2010, no llega al 2% el total de aquellas
que han querido o podido acceder a un puesto de trabajo dentro del sector construcción, lo que pone aún
más en evidencia lo meramente testimonial que es la
participación de la mujer en este sector de actividad.
El sector servicios es el principal aglutinador de empleo femenino con el 87,99%. Por tanto, entendemos
que existen barreras intrínsecas y extrínsecas de carácter cultural y educacional que siguen condicionando el
acceso laboral de las mujeres a los distintos sectores,
y en consecuencia generando una profesionalización
segregada.
Todo lo expuesto nos lleva a que la ocupación de las
mujeres sigue siendo muy desigual respecto a la de
los hombres, haciendo que ambos sexos presenten
desigual distribución por sectores y ramas de actividad,
con distintas tendencias de elección ocupacional para
uno y otro sexo, y que el núcleo de ocupaciones en el
que está presente la mujer aún siga siendo reducido.
páginas: 32 - 43
libro construccion.indb 37
]
1,68%
7,83%
Agricultura
Construcción
2,50%
Industria
Servicios
Fuente: Elaboración propia a partir de los datos ofrecidos por
el INE. Encuesta de Población Activa. Año 2010.
3.2 Situación profesional en el sector de la construcción
Otro aspecto significativo de la participación de la
mujer en el sector, es el rol que desempeña en él.
Teniendo en cuenta la clasificación de la situación
profesional que realiza la EPA (Tabla Nº 3), son varias
e interesantes las desigualdades entre hombres y mujeres que podemos extraer.
Perea, M. - Onsalo, M. - Cortés, J.
[
Revista de la Construcción
Volumen 11 No 1 - 2012
[ 37
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Tabla Nº 3. Distribución porcentual según sexo y
situación profesional de personas ocupadas en el sector
de la construcción, año 2010
Sector Construcción
Mujeres
Hombres
Trabajador/a por cuenta propia
total
20,03%
25,92%
Empleador/a
7,56%
9,40%
Empresario/a sin asalariado/a o
trabajador/a independiente
6,08%
15,96%
Miembro de cooperativa
0,16%
0,13%
Ayuda familiar
6,24%
0,44%
79,97%
74,08%
1,13%
0,51%
Asalariados/as del sector privado 78,85%
73,57%
Asalariados/as total
Asalariados/as sector público
Fuente: INE. Encuesta de Población Activa. Media anual.
Año 2010.
La primera gran diferencia la encontramos a nivel
de “empleador/a” y “empresario/a sin asalariado/a
o trabajador/a independiente”. Los dos epígrafes
conjuntamente suman el 13,64% en el ámbito de la
mujer y el 25,36% para los hombres. Esta diferencia,
de 11,72 puntos porcentuales, permite vislumbrar la
existencia de una segregación vertical en el sector que
impide a la mujer alcanzar estos roles.
Centrándonos, de manera exclusiva, en el epígrafe
de “empresario/a sin asalariado/a o trabajador/a independiente” podemos observar que el porcentaje de
hombres es 2,6 veces superior al de mujeres. Ante esta
realidad podríamos pensar que o bien el hombre tiene
un mayor carácter emprendedor y es capaz de asumir
el riesgo de establecerse como trabajador autónomo,
o la mujer encuentra más dificultades para desarrollar
este papel dentro del sector.
Otra diferencia notoria se observa en el apartado de
las personas que trabajan en el sector bajo el epígrafe
de “ayuda familiar”. Este apartado representa para las
mujeres ocupadas el 6,24% de los empleos del sector,
siendo catorce veces inferior para los hombres (en
38 ]
libro construccion.indb 38
Revista de la Construcción
Volumen 11 No 1 - 2012
]
este caso no alcanza el 0,5%). Este dato revela una
realidad en la que la mujer, una vez más, asume un
papel secundario dentro de la construcción, ya que es
habitual que en las empresas familiares aparezca como
titular de la misma el padre o marido de la trabajadora,
y esta desempeñe labores menos reconocidas pero
igualmente necesarias.
Situando el foco de análisis en los datos ofrecidos
para “los asalariados/as del sector público”, estos
dan un giro significativo. En este epígrafe la proporción de mujeres es más del doble que la de hombres.
Buscando las posibles razones, podemos encontrar
que el acceso al puesto de trabajo se lleva a cabo de
un modo más objetivo, igualitario y controlado, donde
la selección de personal suele realizarse por bolsas de
trabajo, concursos de méritos u oposiciones, es decir,
se compite en igualdad de condiciones sin ningún
tipo de limitaciones, condicionamientos o prejuicios.
Otra razón pudiera ser que la mujer apueste más por
el trabajo en la función pública debido a las garantías
laborales que ésta presenta en cuanto a estabilidad y
seguridad, especialmente en lo referente a cuestiones
de maternidad y conciliación de la vida familiar, aun
renunciando a la posibilidad de optar por mayores
ingresos económicos en el sector privado.
Igualmente resulta significativo analizar, de manera
comparativa, el papel desempeñado por la mujer en
los diferentes sectores de actividad (Gráfico Nº 4). En
este caso una de las cuestiones más llamativas hace
referencia a su rol como empleadora. Observados los
datos ofrecidos en la gráfica vemos cómo es en el
sector de la construcción donde la mujer tiene, en
valores relativos dentro de cada sector, un peso mayor
(7,56%), valor que duplica al del siguiente sector:
agricultura 3,78%. Algo por debajo quedan servicios
e industria con un 3,50% y 2,86% respectivamente.
Una conclusión que podemos extraer de estos datos
es que la mujer necesita ser la que lidere el proyecto
empresarial para poder tener presencia en el sector,
es decir, se ve “empujada” a crear su propia empresa
para tener cabida en el sector de la construcción.
3.3Condiciones de contratación del sector de la
construcción
Situando el foco de análisis en las condiciones de
contratación del sector hay que destacar, en primer
lugar, su alto índice de temporalidad, con un valor
superior al 65% para el año 2001. Ha existido una
tendencia positiva en cuanto a este dato, pues se ha
producido una reducción paulatina de dicho índice,
posiblemente debido a que las condiciones favorables
del mercado permitían que las empresas incrementaran
el número de puestos de trabajo indefinidos en sus
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Gráfico Nº 4. Porcentaje de empleadoras
según sector económico
3,50%
7,56%
2,86%
3,78%
0,00%
4,00%
2,00%
Servicios
Construcción
6,00%
Industria
8,00%
Agricultura
Fuente: Elaboración propia a partir de los datos ofrecidos por el INE. Encuesta de Población Activa.
Año 2010.
plantillas, y posteriormente, con la contracción del
sector se prescindiera en primera instancia de los contratados temporales. Es a partir de este hecho donde
la reducción del índice de temporalidad se produce
de una forma más acusada, pasando de un valor que
se establecía alrededor del 60% en 2007 al 41,65%
para el año 2010.
Para el conjunto de trabajadores/as del sector, el
índice de temporalidad se ha venido reduciendo de
forma constante en los últimos años (Tabla Nº 4). Por
sexos observamos que los datos son favorables a las
mujeres, pues no solo han sufrido menos temporalidad
en sus empleos en los últimos años, sino que además,
su índice se ha reducido de forma más acentuada en
comparación con el de los hombres, habiendo aumentado el diferencial en los últimos tres años de manera
favorable para la mujer en 2,72 puntos porcentuales.
Opinamos que en este hecho puede verse reflejado
el mayor nivel de formación que tienen las mujeres
ocupadas en este sector, de manera que la mayoría de
estas tiendan a ocupar puestos técnicos o similares en
lugar del de obreras, formando parte de una estructura
más estable dentro de la empresa. Un estudio realizado
en la Comunidad Autónoma Andaluza (Torres, Matus,
Calderón, y Gómez, 2010) revela que prácticamente el
páginas: 32 - 43
libro construccion.indb 39
]
50% de las mujeres trabajadoras del sector están en
posesión de un título de educación superior o doctorado, mientras que más del 75% de los hombres no
ha alcanzado los estudios de educación secundaria de
segunda etapa.
Para finalizar analizamos las diferencias salariales
según los últimos datos publicados por el INE en
Tabla Nº 4. Índice de temporalidad de asalariados/as en
el sector de la construcción. Años 2008-2010
Índice de temporalidad
Año
Mujeres
Hombres
2008
26,84%
50,78%
2009
19,36%
44,58%
2010
17,37%
44,03%
Fuente: Elaboración propia a partir de los datos ofrecidos por
el INE. Encuesta de Población Activa. 2008-2010.
Perea, M. - Onsalo, M. - Cortés, J.
[
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“Mujeres y Hombres en España 2011”. En primer
lugar, y como reflexión de carácter general sobre el
estudio, hay que mencionar que la función de distribución salarial presenta como característica la presencia
de muchas más personas en valores bajos de las tablas
salariales que en los salarios más elevados. Este hecho
da lugar a que el salario medio sea superior tanto al
salario mediano como al salario más frecuente.
Por sexo, la ganancia media anual fue de 24.203,33
euros para los hombres y de 18.910,62 euros para las
mujeres. Por tanto, la ganancia media anual femenina supuso el 78,10% de la masculina (Tabla Nº 5). El
global de mujeres que trabajaban en la construcción
en 2008, presentaban una ganancia media anual del
95,34% del salario de los hombres. Segundo mejor dato, para una actividad económica, por detrás
de “educación” (95,82%). Por otro lado valor muy
superior al que representaba la media del total de
actividades (78,10%).
Si profundizamos dentro de la construcción se aprecia
que la igualdad se obtiene en los niveles más elevados
del sector. De este modo podemos indicar que dentro
del epígrafe “trabajadores cualificados de la construcción, excepto los operadores de maquinaria” 5, se
produce una diferencia salarial baja entre mujeres y
hombres en España, representando la mujer el 91,3%
del salario masculino. Por el contrario si el nivel de
actividad se sitúa en los puestos de peón el salario
de la mujer solo representa el 81,00% del salario del
hombre.
Tal y como se ha podido comprobar, según los datos
oficiales analizados, la construcción es una de las
actividades donde la diferencias salariales, en términos globales, es menor. Pero se produce una clara
polarización entre puestos cualificados y los que no.
En los primeros las diferencias son mínimas mientras
que la brecha se abre de manera considerable en los
puestos de baja cualificación. Tal y como se comentaba con anterioridad existe un mayor porcentaje de
mujeres con un nivel de formación alto en el sector,
y son ellas las que hacen que el salario medio global
femenino sea mayor, siendo las mujeres con un bajo
nivel de formación las que sufren en mayor medida
la brecha salarial.
5 Dentro de este grupo de ocupación no se incluyen a los
cualificados como técnicos profesionales de apoyo ni titulados universitarios, los cuales se incluyen en otros grupos no
específicos de la construcción.
40 ]
libro construccion.indb 40
Revista de la Construcción
Volumen 11 No 1 - 2012
]
4. Conclusiones
La primera conclusión a la que se llega es la fuerte
segregación horizontal en el sector de la construcción
a nivel nacional. La construcción es un sector donde
el índice de feminización es 9,07. Los datos obtenidos
reflejan la realidad de un sector en el que siguen primando las aptitudes y actitudes asociadas al hombre,
y por lo tanto infravalorando el potencial de la mujer
en este mercado laboral.
La existencia de una profesionalización segregada
pone de manifiesto la presencia de barreras, intrínsecas y/o extrínsecas, que siguen condicionando el
acceso laboral de las mujeres y haciendo que la gran
mayoría de estas se desplacen a otros sectores como
el sector servicios.
Asimismo, existe una importante y significativa segregación vertical en el sector de la construcción. De
un lado el porcentaje de mujeres que se establecen
como trabajadoras por cuenta propia es sensiblemente
inferior al de hombres, en concreto la brecha es de
5,89 puntos porcentuales. Esta diferencia se hace
aún más notoria cuando consideramos conjuntamente los niveles de “empleador/a” y “empresario/a sin
asalariado/a o trabajador/a independiente” donde la
brecha alcanza los 11,72 puntos porcentuales.
Otro dato que refuerza esta segregación vertical lo
encontramos en el apartado “ayuda familiar”. En él,
la proporción en cuanto al volumen de ocupadas es
catorce veces superior con respecto al de los hombres.
Es la mujer la que aporta su esfuerzo laboral como
colaboración a la economía familiar, ocupando claramente un segundo plano. A este nivel la mujer tiene
grandes limitaciones para poder acceder a puestos
más elevados dentro de la empresa.
Hay dos situaciones profesionales donde las diferencias
entre hombres y mujeres es más del doble. Una de ellas
es la de “empresario/a sin asalariado/a o trabajador/a
independiente” con una participación del hombre 2,6
veces mayor que la mujer, lo cual conduce a pensar
que el hombre tiene un mayor carácter emprendedor,
y es capaz de asumir el riesgo de establecerse como
trabajador autónomo. Sin embargo, comparando los
datos con los obtenidos en el resto de sectores económicos se pone de manifiesto cómo este carácter
emprendedor está condicionado por las características
del sector. Así, en la construcción hay más mujeres
empleadoras que en otros sectores económicos.
Una segunda categoría profesional donde las diferencias porcentuales son notorias es en la de “asalariados/as del sector público” (2,2 veces superior
Perea, M. - Onsalo, M. - Cortés, J.
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Tabla Nº 5. Salario medio por Secciones de Actividad Principal año 2008
Salarios medios 2008
Secciones de actividad
Ambos
sexos
Hombres
Mujeres
%Salario
M/H
Total secciones
21.883,42
24.203,33
18.910,62
78,13
Industrias extractivas
26.647,03
26.981,10
23.057,40
85,46
Industria manufacturera
23.615,61
25.233,51
19.072,72
75,58
Suministro de energía eléctrica, gas, vapor y aire acondicionado
48.578,65
50.177,13
41.504,03
82,72
Suministro de agua, actividades de saneamiento, gestión de
residuos y descontaminación
22.590,49
23.720,73
18.508,17
78,03
Construcción
20.706,74
20.844,73
19.873,24
95,34
Comercio al por mayor y al por menor; reparación de vehículos
de motor y motocicletas
18.545,85
21.673,40
15.253,79
70,38
Transporte y almacenamiento
21.823,95
22.873,71
18.506,62
80,91
Hostelería
13.957,49
15.885,32
12.404,49
78,09
Información y comunicaciones
30.628,48
33.090,09
26.573,64
80,31
Actividades financieras y de seguros
41.619,07
47.725,32
34.946,34
73,22
Actividades inmobiliarias
19.533,83
23.815,81
16.850,02
70,75
Actividades profesionales, científicas y técnicas
24.733,75
30.329,05
19.829,67
65,38
Actividades administrativas y de servicios auxiliares
15.818,18
18.666,16
13.303,46
71,27
Administración pública y de defensa;
seguridad social obligatoria
26.927,57
29.023,90
24.860,38
85,65
Educación
20.883,28
21.489,54
20.591,85
95,82
Actividades sanitarias y de servicios sociales
24.837,68
30.503,04
23.088,89
75,69
Actividades artísticas, recreativas y de entretenimiento
16.763,31
18.667,22
14.538,66
77,88
Otros servicios
15.412,44
19.826,09
13.066,14
65,90
Fuente: Elaboración propia a partir de los datos ofrecidos por el INE. Encuesta estructura salarial año 2009.
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Perea, M. - Onsalo, M. - Cortés, J.
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Volumen 11 No 1 - 2012
[ 41
19-06-12 23:20
para el colectivo de mujeres). Cuando el sistema de
selección de personal se realiza de una manera objetiva
e igualitaria, la mujer no encuentra dificultades para
acceder a un puesto de trabajo dentro del sector de
la construcción. Lo cual corrobora la capacidad de la
mujer y la existencia de barreras en el sector privado.
reseñar que no hace muchas décadas en las familias
españolas primaba la voluntad de dar preferencia a la
formación de los varones, considerando en muchos
casos innecesaria la de las mujeres, ya que de estas se
esperaba que se limitasen e instruyesen en el cuidado
del hogar.
Se puede afirmar que la evolución de la presencia de la
mujer dentro del sector de la construcción en España
es positiva pero muy lenta. La brecha de género sigue
siendo tan amplia (en concreto del 83,37%) que todavía queda mucho camino por recorrer para hablar
en términos de igualdad.
Como se ha puesto de manifiesto en un estudio sobre la empleabilidad de las mujeres (Infante, Román
y Traverso, 2011), estas han mejorado los índices de
participación en el empleo y en la actividad empresarial, en cierto modo gracias al aumento de los niveles
de formación, siendo su nivel de cualificación mayor
que el de los hombres; y, además, en general, acceden
a empleos en mejores condiciones de cualificación,
aun cuando sea esta cualificación la específicamente
requerida para el desempeño de puestos de trabajo
asignados a las mujeres (Luna, 1991).
Un dato favorable para el colectivo de mujeres, es la
mayor estabilidad laboral que se refleja en un menor
índice de temporalidad. Este menor índice y su disminución paulatina en los últimos años, puede estar
relacionado con el mayor nivel de formación de las
mujeres.
Señalar también la existencia de diferencias salariales
entre mujeres y hombres no justificadas, a priori, por
el nivel de formación. Estas diferencias se hacen más
evidentes en los escalafones más bajo de las categorías
profesionales.
En términos generales, los resultados obtenidos nos
han permitido ofrecer una realidad en la que siguen
existiendo desigualdades entre mujeres y hombres,
confirmándose la hipótesis de partida. Las mujeres
siguen siendo en este sector de actividad económica
un grupo desfavorecido y vulnerable, lo cual invita
a adoptar, por parte de todos los agentes sociales y
económicos, medidas de actuación en pro de alcanzar
una sociedad más equitativa e igualitaria.
5. Discusión
Tras el análisis de estas variables podemos dibujar un
escenario en el que la participación de la mujer en el
sector de la construcción sigue siendo baja, y aunque
los datos en cuanto a tendencias de evolución son
positivos, y por tanto alentadores, el punto de partida
es tan bajo, que provoca la permanencia aún hoy día
de una gran brecha de género en el sector de estudio.
Hay que recordar que hasta hace pocos años estaba
generalizada en España una educación segregada
por sexos y orientada a unos roles sociales/profesionales igualmente diferenciados, por lo que también
existían trabajos atribuidos a lo masculino (entre los
que se encontraban los propios de la construcción, la
mecánica ...) y otros a lo femenino. También se debe
42 ]
libro construccion.indb 42
Revista de la Construcción
Volumen 11 No 1 - 2012
]
Para garantizar una mayor y mejor ocupabilidad es
necesario seguir incidiendo en la formación, ajustando
las cualificaciones a las nuevas perspectivas de empleo
y la organización del trabajo, acompañando a esta
formación el desarrollo de capacidades y competencias
personales y profesionales.
Para ello es preciso desarrollar un análisis desde una
perspectiva de perfiles de empleabilidad que oriente al
colectivo de mujeres sobre la oportunidad de empleo
en los sectores empresariales a los que deseen dirigirse. Ello requiere paralelamente un análisis y toma de
contacto con el mercado real cuyo fin es el de conocer
los perfiles de trabajadores/as que demanda este mercado laboral. Las empresas son los principales núcleos
generadores de empleo y, por tanto, de demandas de
cualificación del mercado de trabajo. En este sentido,
de ellas debe proceder la información necesaria, actual
y de primera mano para una adecuada detección de
necesidades de orientación y de formación de los/as
demandantes de empleo, de cara a la planificación de
las acciones de orientación y de formación profesional
ocupacional, así como para el diseño de perfiles de
empleabilidad demandados por las empresas.
Igualmente sería necesario seguir incidiendo en la sensibilización y concienciación del colectivo empresarial
sobre la igualdad de oportunidades y capacidades
entre hombres y mujeres.
Nos consta que a nivel de políticas públicas se han
realizado medidas para favorecer la participación femenina en el sector de la construcción con la creación de
escuelas-taller específicas y cursos de formación para el
empleo dirigido a la mujer. Junto a estas medidas formativas, sería conveniente impulsar acciones que den
un paso más allá y garanticen la inserción efectiva de
Perea, M. - Onsalo, M. - Cortés, J.
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dichas mujeres en el mercado de trabajo. Son aún muchas las barreras (Iniciativa Comunitaria Equal, 2011)
existentes en el sector privado que dificultan o impiden
la incorporación de las mujeres al mercado laboral.
Por último, y como uno de los elementos fundamentales para una igualdad real, consideramos de gran
importancia la desaparición de desigualdades salariales
injustificadas.
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incorporar la perspectiva de género a la investigación
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páginas: 32 - 43
libro construccion.indb 43
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Perea, M. - Onsalo, M. - Cortés, J.
[
Revista de la Construcción
Volumen 11 No 1 - 2012
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19-06-12 23:20
Thermal activation of
bentonites for their use
as pozzolan
Activación térmica
de bentonitas para
su utilización como
puzolanas
Autores
TIRONI, A. Universidad Nacional del Centro de la Provincia de Buenos Aires,
[email protected]
Buenos Aires, Argentina
TREZZA, M. Universidad Nacional del Centro de la Provincia de Buenos Aires,
[email protected]
Buenos Aires, Argentina
IRASSAR, E. Universidad Nacional del Centro de la Provincia de Buenos Aires,
[email protected],
Buenos Aires, Argentina
44 ]
libro construccion.indb 44
SCIAN, A. Centro de Tecnología de Recursos Minerales y Cerámica
[email protected]
Buenos Aires, Argentina
Fecha de recepción
29/02/2012
Fecha de aceptación
11/04/2012
Revista de la Construcción
Volumen 11 No 1 - 2012
19-06-12 23:20
Resumen
Se analiza la reactividad de dos bentonitas calcinadas, procedentes de diferentes regiones de Argentina para su
utilización como adiciones puzolánicas
al cemento Pórtland. A través de técnicas de: DRX, espectroscopia IR, ensayos
de reactividad con Ca(OH) 2. porosimetría por intrusión de mercurio y resistencia a la compresión; se relacionan
los cambios estructurales producidos
durante el tratamiento térmico con el
comportamiento puzolánico.
Palabras clave: Puzolanas, bentonitas, cemento.
Abstract
The reactivity of two calcined
bentonites from different regions
of Argentina for use as pozzolanic
additions to Portland cement were
analyzed. Through techniques of
XRD, IR spectroscopy, tests of lime
consumption and mechanical strength
were relations structural changes,
occurring during heat treatment, with
pozzolanic behavior.
Keywords: Pozzolans, bentonite, cement.
páginas: 44 - 53
libro construccion.indb 45
]
Tironi, A. - Trezza, M. - Irassar, E. - Scian A.
[
Revista de la Construcción
Volumen 11 No 1 - 2012
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1. Introducción
Cuando el cemento Portland se mezcla con agua los
principales productos de reacción son el silicato de
calcio hidratado (CSH) y el hidróxido de calcio (CH).
Esta reacción es rápida y de control químico. Si se
incorpora una puzolana, su componente de sílice
reacciona con el CH liberado durante la hidratación
del cemento Pórtland (CP) y en presencia del agua
genera más CSH. Esta reacción es generalmente lenta,
lo que resulta en una tasa lenta de liberación de calor
y desarrollo de resistencia.
Junto a la sílice reactiva, las puzolanas también contribuyen con alúmina reactiva, que con el CH y los
iones sulfato presentes en el sistema, forma productos
cementantes del tipo CAH y CASH que incrementan
la resistencia a la compresión [1,2].
Estas reacciones al consumir CH tienen una importante
influencia en la durabilidad del material en ambientes
ácidos. Los estudios de distribución de tamaño de
poros de pastas de cementos puzolánicos han demostrado que los productos de reacción son muy eficientes
en el llenado de los grandes poros capilares, lo que
mejora la resistencia e impermeabilidad [3].
Se conocen como puzolanas artificiales a un grupo de
materiales naturales silicatados de naturaleza arcillosa
y esquistosa, que adquieren carácter puzolánico por
procedimientos térmicos. Esta transformación ocurre
en virtud de las reacciones y transformaciones en las
que, junto a la estructura y constitución mineralógica
inicial, juegan un importante rol la temperatura y el
tiempo de calcinación.
A partir del tratamiento térmico de arcillas es posible obtener materiales con propiedades puzolánicas.
Dentro de los minerales arcillosos se encuentran las
bentonitas, constituidas por un alto porcentaje de
esmectitas. Estas poseen gran contenido de sílice,
alúmina y agua intercristalina. Esto último condiciona
la mayor o menor separación entre las triples capas
de coordinación de silicio (tetraédrica, T) y aluminio
(octaédrica, O): T-O-T. A este contenido grande y
variable de agua deben estos minerales sus propiedades físicas más características como su capacidad de
hinchamiento y la estructura laminar [4].
Las puzolanas son utilizadas como reemplazo de un
determinado porcentaje en peso del cemento, lo que
además de tener ventajas tecnológicas como el aumento en la resistencia mecánica y química [5], tiene claras
ventajas medioambientales. Esto es debido a que la
temperatura de calcinación de las arcillas (entre 500
y 800ºC) es inferior a la de clinkerización (1450ºC),
46 ]
libro construccion.indb 46
Revista de la Construcción
Volumen 11 No 1 - 2012
]
determinando un menor consumo de energía y de
emisión CO 2.
El presente trabajo forma parte de una amplia investigación enfocada a determinar la relación entre
la mineralogía de diferentes materiales arcillosos y
su potencial uso como puzolanas en la industria del
cemento. Se muestran aquí los resultados obtenidos
al analizar la reactividad de dos bentonitas calcinadas,
procedentes de diferentes regiones de Argentina para
su utilización como puzolanas, relacionando los cambios estructurales producidos durante su tratamiento
térmico con el comportamiento puzolánico.
2. Materiales y metodología
Se utilizaron dos bentonitas de diferentes provincias de
la República Argentina, una procedente de Neuquén
(BN) y otra de La Pampa (BLP). Ambas muestras contenían montmorillonita, mineral perteneciente al grupo
de las esmectitas. En la Tabla 1 se informa la composición química de las bentonitas analizadas.
La muestra BLP tiene mayor contenido de sílice que BN
que a su vez la supera en alúmina y óxido de hierro. En
cuanto a los óxidos de calcio, magnesio y los álcalis,
el contenido es siempre superior en BN (duplicando
en sodio y triplicando en potasio).
En la Figura 1 se presenta la distribución porosimétrica de ambas bentonitas. BLP tiene un may o r v o l u m e n t o t a l d e p o ro s c o n r a d i o m a y o r
que 1.8 nm, superando ampliamente a BN. Sin
Tabla 1. Composición química (%)
de las bentonitas estudiadas
Composición química
BLP
BN
SiO 2
63,9
54,8
Al 2O 3
12,6
15,75
Fe 2O 3
0,99
1,26
CaO
1,16
1,76
MgO
3,6
5,0
Na 2O
1,52
3,01
K 2O
0,29
0,96
Tironi, A. - Trezza, M. - Irassar, E. - Scian A.
[
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Figura 1. Distribución porosimétrica de las bentonitas
Con la finalidad de establecer la capacidad de las bentonitas de reaccionar con el CH se realizaron tres ensayos. En el primero, ensayo de Fratini (EN 196-5) [6], se
determina la capacidad de las bentonitas calcinadas de
reaccionar con el CH proveniente de la hidratación del
cemento Portland. En los otros dos, reactividad con cal
[7] y conductividad eléctrica [12,13], se realiza la adición de las bentonitas calcinadas en solución saturada
de hidróxido de calcio (CH) permitiendo determinar su
total reactividad.
Ensayo de Fratini: Fue realizado utilizando un reemplazo del 30% de bentonitas calcinadas en CP, y
determinando a los 7 y 28 días la concentración de
OH - y CaO del líquido sobrenadante en las muestras
estacionadas a 40 ºC. Las bentonitas calcinadas son
consideradas como puzolanas cuando el punto que se
obtiene está situado por debajo de la curva isoterma
de solubilidad a 40 ºC del CH en presencia de álcalis.
embargo BLP tiene menor volumen de poros mayores a
35 nm.
Previo a su calcinación, las bentonitas fueron reducidas
en forma manual a un tamaño inferior a 4 mm (100%
pasante Tamiz IRAM 4,00 mm, Nº 5) para evitar problemas de difusión y homogeneizar la transferencia
de calor durante el tratamiento térmico.
Posteriormente las muestras se colocaron en forma
de cama en un recipiente y se calcinaron en un Horno
Indef 272, desde temperatura ambiente hasta 700ºC
(velocidad=13 ºC/min) y manteniendo esta temperatura por 5 minutos.
El material calcinado se dejó enfriar lentamente dentro
de la mufla hasta los 400 ºC, y posteriormente hasta
temperatura ambiente en ambiente seco.
Las bentonitas calcinadas fueron molidas hasta obtener un tamaño de partícula menor a 45 µm (Tamiz
IRAM Nº 325) en un molino tipo mortero (Fritsch pulverisette 2). Las muestras así obtenidas se denominaron
BNcalc y BLPcalc.
La caracterización del material original y los cambios
estructurales generados por el tratamiento térmico
fueron analizados por difracción de rayos X (DRX)
utilizando un equipo Philips PW 3710 y espectroscopia
infrarroja con transformada de Fourier (FTIR), equipo
Nicolet, Magna 500. Para el análisis de distribución
de poros se utilizó un porosímetro Carlo Erba 2000.
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Reactividad con cal: Este ensayo fue realizado mezclando 2,5 gramos de cada bentonita calcinada con 25 ml
de solución de CH saturada. El líquido sobrenadante
se tituló utilizando una solución de HCl a diferentes
edades de reacción (entre 1 y 28 días), expresando
los resultados como [CH]/[CH] 0, siendo [CH] 0 la concentración de la solución saturada. Cuanto menor es
el valor de [CH]/[CH] 0, mayor es la reactividad de las
bentonitas calcinadas analizadas.
Conductividad eléctrica: Se preparó una suspensión
de cada bentonita calcinada en una solución saturada
de CH a 40 ºC (2 gramos de bentonita calcinada en
20 ml de solución saturada de CH), luego se midió la
disminución de la conductividad eléctrica durante las
primeras 12 horas de reacción, utilizando un conductímetro de mesa Jeway 4010. Un procedimiento similar
fue propuesto por Luxan et al. [12] e implementado
con buenos resultados por Qijun et al. [13].
El comportamiento mecánico de las bentonitas calcinadas utilizadas como puzolanas fue estudiado mediante
ensayo de resistencia a la compresión en morteros
[14]. Los morteros fueron elaborados utilizando un
reemplazo del 30% de cemento Pórtland (CP) por las
bentonitas estudiadas calcinadas; arena normalizada
IRAM 1633 [8] (1:3) y relación agua/material cementante de 0,50. Se prepararon probetas de 25 x 25 x
25 mm, fueron curadas en cámara húmeda durante
24 horas y luego se sumergieron en agua saturada
con cal [9] hasta las edades de ensayo (7, 28 y 90
días) a 20 ± 1 °C. Para todas las edades se evaluó la
resistencia del CP, tomando la misma como referencia.
La resistencia a la compresión fue medida por triplicado utilizando una prensa INSTRON 4485 e informando
Tironi, A. - Trezza, M. - Irassar, E. - Scian A.
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el valor medio con una dispersión menor al 10%. Se
calculó el índice de actividad puzolánica (I ap) como el
cociente entre el valor de la resistencia a la compresión
de las probetas con 30% de reemplazo de bentonitas
calcinadas (RC Bcalc) y las realizadas solo con CP (RC CP).
3. Resultados y discusión
3.1Análisis de bentonitas y bentonitas calcinadas
3.1.1 Análisis por DRX
En la Figura 2 se muestran los espectros DRX obtenidos para las bentonitas estudiadas, antes y después
Figura 2. Espectros DRX de las bentonitas naturales
y calcinadas. M: Mortmorillonite (#29-1498),
Crist.: cristobalita (#40-1498), Q: cuarzo (#33-1161),
F: Feldespatos (#310966, #090465)
de su calcinación a 700 ºC en forma comparativa,
donde se han identificado los picos de las principales
fases: Montmorillonita (M), Cuarzo (Q), Cristobalita
(Crist.) y feldespatos (F). Ambas Bentonitas muestran
la presencia de M, Q y F, en el caso de BLP también
está presente la Cristobalita entre los principales constituyentes cristalinos.
Luego del tratamiento térmico de las bentonitas,
se observan cambios en el espaciado d(00l) de la
Montmorillonita [10], las láminas se acercan debido a la
remoción del agua interlaminar por lo que se produce
un corrimiento del pico a valores de 2q más grandes.
Del análisis de las Figuras 2 y 3 (donde se amplió la
región 5 -15º 2q), se concluye que el espaciado d001
disminuyó en ambos casos, en la Tabla 2 se muestran
dichos cambios. El espaciado inicial (arcillas sin calcinar) depende de la naturaleza de las mismas siendo en
este caso mayor en BLP. Luego del tratamiento térmico
el espaciado obtenido se vincula a la reactividad.
Figura 3. DRX, espaciado d(001) de las bentonitas
antes y después de calcinarlas.
Tabla 2. Cambios en el espaciado d(001)
BN
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BLP
s/calc.
calc.
s/calc.
calc.
d(0,0,1) Å
12,84
9,22
14,05
9,73
2q
6,88
8,91
6,28
9,08
Tironi, A. - Trezza, M. - Irassar, E. - Scian A.
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En ambos casos, no se produjeron cambios significativos en las bandas correspondientes a otros índices
hkl, lo que sugiere que la disminución en la dimensión
c no implica una destrucción en la lámina.
Figura 4. Espectros FTIR correspondientes a las
bentonitas. M: Mortmorillonite, Crist.:cristobalita
Por su parte, la transformación de las fases cristalinas,
o parte de ellas, en amorfas provoca un aumento en
el fondo de los patrones de DRX, entre los 15 y 45
grados de 2q, fenómeno ya reportado por He [10] para
Montmorillonitas. Para la arcilla BN este sufre aumento
en 1,7 veces, mientras que para BLP se mantiene prácticamente igual luego del tratamiento térmico, debido
a que presentaba inicialmente importante cantidad de
fase amorfa.
3.2Análisis por espectroscopia FTIR
En la Figura 4, se presentan los espectros infrarrojos de
ambas bentonitas antes y después de su calcinación,
en forma comparativa. Se identificaron los picos correspondientes a las vibraciones de los distintos grupos
de la Montmorillonita (M) y en BLP se identificaron los
correspondientes a la Cristobalita (Crist). Las bandas
correspondientes al cuarzo (Q), observado por DRX,
se superponen con las bandas Si-O presentes en la M.
Las absorciones alrededor de los 3620 cm-1 corresponden
al estiramiento del grupo OH de la Montmorillonita [11].
Se puede observar que luego de la calcinación disminuye la intensidad de la banda de 3436 cm-1 (asignada al
estiramiento OH del agua interlaminar), además de producirse un corrimiento de la misma. En correspondencia
con ello, se originan cambios para ambas muestras, en
los picos asignados al estiramiento de flexión del vibrador HOH del agua, siendo mayor la disminución en BLP,
coincidiendo con lo observado por DRX.
En la muestra BN, luego de la calcinación y molienda,
se observa la pérdida de definición de los picos como
consecuencia de las alteraciones de las energías de
enlace.
Figura 5. Ensayo de Fratini, a 7 y 28 días
3.3Reactividad de las bentonitas calcinadas
3.3.1Fratini
En la Figura 5 se muestran los resultados del ensayo de Fratini. Ambas muestras consumieron el CH
procedente de la hidratación del cemento (puntos
situados debajo de la curva), indicando que podrían
ser utilizadas como puzolanas. Cabe destacar que a
los 7 días de edad, BLPcalc fue la que mostró mejor
comportamiento, mientras que a los 28 días ambas
muestras reaccionaron en igual magnitud.
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3.4Reactividad con cal
3.5Conductividad eléctrica
Los resultados de este análisis se muestran en la
Figura 6. A los 1 y 7 días de reacción, BLPcalc mostró
mayor consumo de CH que BNcalc, al igual que en
el ensayo de Fratini (Figura 5) y coincidiendo este
resultado con lo observado según DRX y FTIR, donde
BLPcalc mostró mayor modificación en d 001 y pérdida
de agua. A partir de los 14 días, ambas muestras se
estabilizaron con pequeña diferencia entre ellas.
En igual dirección y siempre intentando determinar
la reactividad de las bentonitas para el consumo del
CH generado en la hidratación del cemento Pórtland
se realizó el ensayo de conductividad eléctrica, los
resultados obtenidos se muestran en la Figura 7. Los
valores de conductividad decrecientes en el tiempo
son debido a la precipitación de compuestos insolubles obtenidos como producto de la reacción entre las
Figura 6. Reactividad con cal.
Figura 7. Conductividad de las Bentonitas
en solución de CH
bentonitas calcinadas y el CH, fenómeno que permite
suponer actividad puzolánica de las bentonitas. Del
análisis de la Figura 7, se puede deducir una mayor
reactividad inicial de BLPcalc, situación que se mantiene en el tiempo aunque de modo más leve. Todos
los ensayos de puzolanidad posicionan a BLPcalc con
mayor reactividad inicial.
3.6Análisis de los morteros
3.6.1 Distribución porosimétrica
La hidratación del cemento puede verse como un proceso durante el cual el espacio originalmente ocupado por
el cemento anhidro y el agua está siendo reemplazado
poco a poco por los productos de hidratación. El espacio
no ocupado por el cemento aún anhidro o los productos
de hidratación constituyen los huecos capilares.
A criterio de varios autores [2,3] los huecos capilares
mayores a 50 nm de diámetro de una pasta, van en
detrimento de la resistencia y la impermeabilidad.
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libro construccion.indb 50
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Tironi, A. - Trezza, M. - Irassar, E. - Scian A.
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La Figura 8 muestra la distribución porosimétrica
obtenida sobre las muestras de ensayo hidratadas a
7 y 28 días.
A la edad de 7 días el mortero con 30% de reemplazo por BLPcalc presenta una mayor porosidad global
que la obtenida para el mortero con BNcalc. Ambas
muestras poseen sin embargo igual distribución porosimétrica y volumen por encima de 50nm (25 nm de
radio) lo que haría pensar en resistencias mecánicas
similares a esta edad.
El análisis de la distribución de poros a 28 días muestra
significativas diferencias con respecto a 7 días. Si bien
la porosidad global es igual para ambos morteros, el
mortero con BNcalc muestra una curva de distribución
de poros, en todo el rango analizado, por debajo de
la correspondiente a BLPcalc. Esto determina que el
Figura 8. Distribución porosimétrica
de morteros a 7 y 28 días de hidratación
mortero con BNcalc posea una menor porosidad por
encima de 25nm de radio. En consecuencia, y a la vista
de este ensayo, podría esperarse una mayor resistencia a 28 días de los morteros realizados con BNcalc
respecto a los realizados con BLPcalc a igual edad.
4. Resistencia a la compresión
La resistencia a la compresión del cemento de referencia y de las muestras de ensayo con 30% de reemplazo
por bentonita calcinada se muestra en la Figura 9.
En la Tabla 3 se muestra el Índice de Actividad
Puzolánica (Iap) calculado para las diferentes edades
y muestras de ensayo.
Como se puede observar en la Tabla anterior a edades
tempranas (7días) el reemplazo genera una caída de la
resistencia a la compresión por encima de lo esperado
Figura 9. Resistencia a la compresión (MPa)
Tabla 3. Índice de actividad puzolánica a diferentes
edades (Iap=RCBcalc/RcCP)
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Mortero \ I ap
7 días
28 días
90 días
30% BLPcalc
0,66
0,69
0,79
30% BNcalc
0,67
0,79
0,80
Tironi, A. - Trezza, M. - Irassar, E. - Scian A.
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por la sola dilución. Esto indicaría que la incorporación
de las bentonitas calcinadas a esta edad, retrasa la
hidratación de cemento. Esta situación mejora notablemente para BN a 28 días (21%) y para ambas a
90 días de hidratación, mostrando además un aporte
a la resistencia final las que alcanzan un 80% de la
resistencia de referencia.
Mediante los ensayos químicos de puzolanidad (Fratini,
consumo de cal y conductividad eléctrica) se determinó
la capacidad de las bentonitas calcinadas de reaccionar
con el CH, posicionando a ambas bentonitas como
potenciales adiciones puzolánicas al cemento Pórtland.
Siendo BLPcalc la más reactiva de ambas, y coincidiendo esto con los cambios estructurales observados.
Es interesante destacar, en este mismo sentido, que si
bien BLPcalc mostraba mayor reactividad inicial en los
ensayos de reactividad con CH, su contribución a la
resistencia está más retrasada que la de BNcalc, coincidiendo con lo observado a través de la distribución
porosimétrica.
Al verificar su puzolanidad a través de la resistencia a la
compresión en morteros, de cementos se observó que
la mayor reactividad inicial de BLPcalc no determina
una mayor resistencia a temprana edad. Por el contrario BNcalc amorfizada por calcinación genera una
mayor contribución hasta los 28 días de hidratación.
A edades avanzadas ambas bentonitas contribuyen de
forma equivalente.
Se puede ver además que los Iap por resistencia a
la compresión aún a los 90 días, están un 20% por
debajo de la referencia a pesar de poseer índices de
puzolanidad química (por ej. Fratini) elevados. Esto
puede deberse a que el resto del material (no reactivo
con el CH) posee bajos valores de resistencia mecánica,
debilitando así a la matriz, por más que esta se haya
enriquecido con C-S-H adicional; además de modificar
la distribución de poros, lo que afecta directamente la
resistencia a la compresión.
5. Conclusiones
Las dos bentonitas analizadas, procedentes de diferentes regiones de Argentina, BN y BLP, sufrieron modificaciones estructurales al ser tratadas térmicamente a
700ºC durante 5 minutos. Dichos cambios, estudiados
por DRX y FTIR, mostraron una disminución del espaciado interlaminar de la Montmorillonita presente en
ambas muestras y un aumento de la amorfización.
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Estas diferencias se corresponden con lo observado en
los estudios de porosimetría a saber: A los 7 días ambos
morteros muestran igual resistencia y su distribución
porosimetrica mostró igual volumen de poros hasta
25nm de radio. Esta situación se da a pesar que BLPcalc
fue clasificada como más reactiva en los ensayos de
puzolanidad. A los 28 días, BLPcalc tiene menor resistencia que BNcalc ya que mostró un mayor volumen de
poros acumulados hasta ese radio. Evidentemente por
su estructura, los productos de hidratación formados
ocupan un volumen mayor y no aportan a la resistencia
como podría esperarse. Los morteros con reemplazo de
bentonitas presentaron a edades avanzadas resistencias
que superan ligeramente la dilución generada.
Por todo lo anteriormente discutido podemos afirmar que las bentonitas calcinadas estudiadas y en el
porcentaje analizado, si bien son adiciones activas,
contribuyen en forma moderada a la resistencia de
los morteros.
Tironi, A. - Trezza, M. - Irassar, E. - Scian A.
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páginas: 44 - 53
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14. IRAM 1622. Cemento Pórtland, determinación de
resistencias mecánicas. IRAM Experimental (2002).
Tironi, A. - Trezza, M. - Irassar, E. - Scian A.
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European requirements for
air infiltration: Lessons
for Chile
Exigencias europeas para
infiltraciones de aire:
Lecciones para Chile
Autores
OSSIO, F. Université catolique de Louvain,
[email protected]
Lovaina, Bélgica
DE HERDE, A. Université catolique de Louvain,
[email protected]
Lovaina, Bélgica
54 ]
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VEAS, L. Pontificia Universidad Católica de Chile,
[email protected]
Santiago, Chile
Fecha de recepción
06/03/2012
Fecha de aceptación
16/04/2012
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Resumen
Los Estados miembros de la Unión
Europea se han comprometido a reducir
para el 2020 el consumo de energía primaria en un 20%. Dado que el consumo
de energía en los edificios residenciales
y comerciales representa aproximadamente un 40% del consumo total de
energía final, se han definido una serie
de políticas de Eficiencia Energética
que mejoren el desempeño energético
de las viviendas a modo de contribuir
con el objetivo planteado. Una de las
principales diferencias de estas políticas
con la Reglamentación Térmica chilena
radica en que esta última no considera
las pérdidas térmicas por infiltraciones
de aire, las cuales pueden mermar o
anular cualquier avance que generen
los actuales requerimientos nacionales.
El presente estudio revisa los estándares de 14 países europeos en lo que
respecta a limitación de las pérdidas
por infiltraciones de aire, discutiendo
su sistema de evaluación, unidades de
medida y valor a modo de obtener lecciones para una futura consideración
de este tipo de pérdidas en la actual
Reglamentación Térmica chilena.
Palabras clave: Eficiencia energética, estándares de construcción, infiltraciones
de aire.
Abstract
The Member States of the European
Union have pledged to reduce by 20%
the primary energy consumption to
2020. Since the energy consumption
in residential and commercial buildings
represents approximately 40% of total
energy, it is possible to define a series
of energy efficiency policies that allow
improving the energy performance
of dwellings as way to reach this
objective. One of the main differences
of these policies with respect to the
Chilean Thermal Regulation is that the
latter does not consider heat losses
by air infiltration, which in practice
may reduce or even eliminate the
benefits generated in the context of
the current building requirements. This
study reviews the national standards
of 14 European countries with regard
to the limitation of heat losses by air
infiltration, with the aim of discussing
their evaluation system, measure units
and extracting future lessons for the
Chilean Thermal Regulation.
Keywords: Energy Efficiency, Construction Standards, Air Infiltration.
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Ossio, F. - De Herde, A. - Veas, L.
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1. Introducción
El uso creciente de combustibles fósiles ha dirigido
al planeta hacia un potencial cambio climático, cuyas
consecuencias podrían ser irreversibles, motivo por
el cual las autoridades internacionales han puesto
su atención en el desarrollo de políticas de Eficiencia
Energética que contribuyan a disminuir su consumo
energético. En este contexto, los Estados Miembros
de la Unión Europea se han comprometido a reducir
para el 2020 los gases de efecto invernadero en un
20% por debajo de los niveles de 1990, a aumentar
en un 20% la explotación de energías renovables y a
adoptar medidas de Eficiencia Energética que permitan
obtener un ahorro energético de un 20% con respecto
a los niveles de consumo actuales.
El consumo de los edificios en los Estados Miembros
de la Unión Europea representa alrededor del 40%
del consumo total de energía y las emisiones de CO 2.
Por lo tanto este sector juega un papel clave en la
consecución de los objetivos de la política energética
y climática (Dyrbol, S. et al. 2010).
Dado lo anterior, se crea en el 2002 la EPBD (Energy
Performance Building Directive), que tiene por objetivo
fomentar la mejora de la Eficiencia Energética en el sector construcción, teniendo en cuenta las condiciones climáticas exteriores y las particularidades locales, así como
las exigencias en materia de clima interior y la relación
costo-beneficio. Entre sus principios se encuentra que
cada Estado Miembro deberá fijar requisitos mínimos en
materia de eficiencia energética a los edificios nuevos.
Los Estados Miembros de la Unión Europea han avanzado de modo dispar en los lineamientos de la EPBD,
sin embargo tienen en común el hecho de buscar exigencias que permitan disminuir el consumo energético
de calefacción doméstica, la cual contribuye significativamente a las emisiones de dióxido de carbono a la
atmósfera, una de las causas del efecto invernadero y
el consecuente cambio climático, y que tiene un alto
potencial de ahorro.
Desde el punto de vista energético puede considerarse
el edificio como un sistema termodinámico sometido
en forma permanente a múltiples y variadas influencias
físicas, limitado por una envolvente a través de la cual
se intercambia dinámicamente energía y masa, cuyo
consumo energético por concepto de calefacción depende, a grandes rasgos, de las necesidades a cubrir,
las ganancias dadas por aportes internos y solares, y
las pérdidas a través de la envolvente.
Las medidas de Eficiencia Energética se han direccionado en gran medida a reducir las pérdidas a través de
56 ]
libro construccion.indb 56
Revista de la Construcción
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la envolvente, las cuales corresponden a dos tipos. El
primero, corresponde a las pérdidas por transmisión,
determinadas por el diseño constructivo, conductividad térmica y espesor de los materiales constituyentes
de la envolvente del edificio. El segundo tipo corresponde a las pérdidas por ventilación, que incluyen
las infiltraciones, determinadas por las características
permeables o de hermeticidad de la envolvente de
los edificios. Las características termoconstructivas y
permeables son propiedades inherentes al diseño y a
la calidad de ejecución de la envolvente del edificio.
Ambas pérdidas deben ser consideradas, si se quiere
disminuir el consumo energético de las viviendas, sin
embargo la reglamentación térmica chilena establece requisitos solo para el primer tipo (pérdidas por
transmisión), no existe en Chile actualmente ninguna
disposición orientada a la regulación y control de las
pérdidas térmicas derivadas de las infiltraciones de
aire, las cuales influyen entre un 24 y 73% en la demanda de energía de calefacción de la vivienda chilena
(Bustamante, W. et al. 2009).
Si bien Chile presenta un menor consumo energético
que los Estados Miembros de la Unión Europea se debe
tender a políticas de Eficiencia Energética que aseguren un adecuado suministro de energía en el largo
plazo para apoyar el desarrollo económico; mejoren
la seguridad del suministro de energía para reducir la
dependencia de fuentes extranjeras; proporcionen un
medio ambiente sano y libre de contaminación para
la sociedad, y contribuyan a la mitigación del cambio
climático global.
El presente estudio se plantea el problema de cómo
debiesen ser abordadas las exigencias que tengan como
fin controlar pérdidas térmicas derivadas de las infiltraciones de aire en viviendas, para ello se analizan las
exigencias de 14 países europeos, se discuten sus diferencias y su aplicabilidad en Chile, obteniendo lecciones
y recomendaciones para futuras exigencias chilenas.
2. Aspectos teóricos
A la hora de analizar cómo debiesen ser las exigencias
a incluir en la reglamentación térmica de viviendas que
permitan limitar las pérdidas térmicas por ventilación,
se deben conocer una serie de conceptos básicos que
se proceden a explicar.
La infiltración de aire corresponde al flujo incontrolado
de aire que ingresa a un recinto a través de agujeros
no intencionales y las grietas en la envolvente de la
vivienda. La tasa de infiltración de aire depende de la
porosidad de la estructura de la vivienda (hermeticidad
Ossio, F. - De Herde, A. - Veas, L.
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al aire) y la magnitud de las fuerzas naturales, como
el viento y la temperatura.
Los respiraderos y otras aberturas incorporadas en la
vivienda como parte del diseño de la ventilación también pueden convertirse en rutas para el flujo de aire
no intencional cuando las presiones que se ejercen a
través de dichas aberturas están dominadas por las
condiciones meteorológicas en lugar de forma intencionada (Liddament, M. 2006).
La infiltración de aire no solo se suma a la cantidad de
aire que entra a la vivienda, lo cual pueden interferir
con el patrón de flujo de aire previsto en perjuicio de
la calidad general del aire interior y confort, también
influye en un mal desempeño energético de la vivienda
aumentando el consumo por conceptos de calefacción
o refrigeración.
El aire que entra en un espacio proviene de una combinación de infiltración y fuentes intencionales. Mientras
que la medición del caudal de aire a través de aberturas identificables es posible mediante la medición
directa del flujo, no es factible medir el flujo de aire a
través de los muchos agujeros y grietas desconocidas
que pueden aparecer en la construcción de una vivienda. Internacionalmente este problema se ha superado
mediante la técnica de presurización.
La prueba de presurización se utiliza para medir la
hermeticidad de los edificios y/o sus componentes. El
propósito de este método consiste en medir la hermeticidad de un edificio a presiones superiores a las
que se desarrollan naturalmente, pero no tan grandes
que el proceso de presurización genere y/o distorsione
artificialmente las aberturas.
Las mediciones se realizan mediante el uso de un ventilador para crear presiones adicionales entre el interior y
exterior de una vivienda. Para ello se utiliza una puerta
que trae incluido un ventilador, la cual reemplaza temporalmente una puerta de entrada existente.
Las presiones se hacen aumentar paulatinamente hasta
normalmente los 100 Pa de presión. Para cada incremento de presión, el caudal de aire correspondiente
que pasa a través del ventilador se mide gracias a una
placa de orificios calibrados que incluye el ventilador.
Para de ese modo, representar la presión inducida y
el caudal generado, caracterizando el flujo de aire.
Para minimizar el efecto de las presiones naturales, la
prueba debe llevarse a cabo durante períodos de baja
velocidad de viento.
La prueba de presurización ha sido el sistema de evaluación elegido por los países en estudio para verificar
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]
el cumplimiento de los criterios de hermeticidad impuestos a las viviendas nuevas y cada vez más a viviendas existentes que garantizan una disminución en las
pérdidas por ventilación. A continuación se describen
los requisitos de hermeticidad de las viviendas de 14
países cuya verificación se realiza utilizando la prueba
de presurización.
3. Resultados
Los Estados Miembros de la Unión Europea, en concordancia con la EPBD, han introducido diferentes requisitos para limitar la permeabilidad al aire de los edificios,
es decir, garantizar un mínimo de hermeticidad de la
envolvente, dado que un edificio con altos niveles
de infiltraciones de aire sufre de elevados niveles de
consumo de energía y si las infiltraciones son excesivas
puede causar condiciones insalubres para sus usuarios,
y daños a las estructuras.
En el presente artículo se revisan los requisitos establecidos por 14 países europeos para limitar la permeabilidad al aire de los edificios residenciales nuevos,
poniendo especial énfasis en el sistema de medición,
las unidades de medida, y la normativa de referencia.
Se contrasta la información con la realidad local a
modo de obtener lecciones para futuras normativas
de Eficiencia Energética que contribuyan a asegurar
un adecuado suministro de energía en el largo plazo;
mejorar la seguridad del suministro de energía para
reducir la dependencia de fuentes extranjeras; proporcionar un medio ambiente sano y libre de contaminación para la sociedad, y ayuden a la mitigación
del cambio climático global.
La Tabla 1 muestra un resumen de los requisitos de estanqueidad para viviendas. Como se aprecia la prueba
de presurización para determinar la hermeticidad de
la envolvente se mide normalmente a una presión de
50 Pa, salvo Francia que utiliza 4 Pa. El requisito se
expresa típicamente en las unidades vol/h o m 3/hm 2,
salvo excepciones como Dinamarca y Suecia donde
utilizan l/sm 2, siendo m 2 la superficie del suelo y no
la superficie de la envolvente como los otros casos.
La diferencia de unidades y presiones utilizadas impiden la comparación directa entre los requisitos, con
el fin de comparar estos criterios, la Tabla 2 presenta
los estándares anteriores en la unidad mayoritaria
vol/h. Para ello se han utilizado los supuestos expuestos por Limb (2001) considerando un volumen
de construcción típico de 300 m 3 y una superficie de
250 m 2 y normalizados a una presión de diferencia
de 50 Pa.
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Tabla 1. Estándares de hermeticidad para envolventes de viviendas
País
Estándar
Unidad
Presión (Pa)
Alemania
Se establecen requisitos diferentes dependiendo del tipo de ventilación
del inmueble. Viviendas con ventilación natural deben tener un nivel de
estanqueidad menor a 3,0. Viviendas con ventilación mecánica deben
tener un nivel de estanqueidad menor a 1,5.
Vol/h
50
Austria
Se establecen requisitos diferentes dependiendo del tipo de ventilación
del inmueble. Viviendas con ventilación natural deben tener un nivel de
estanqueidad menor a 3,0. Viviendas con ventilación mecánica deben
tener un nivel de estanqueidad menor a 1,5.
Vol/h
50
Bélgica
Se encuentra limitada la demanda teórica del inmueble. En caso de
que no se cuente con datos experimentales el valor por defecto de
infiltraciones para el cálculo de demanda es 12 m 3/hm 2.
m 3/hm 2
50
Bulgaria
Los edificios se clasifican en Alta, Media y Baja estanqueidad, siendo sus
requisitos menor a 2,0; entre 2,0 y 5,0; y mayor a 5,0 respectivamente.
Las viviendas unifamiliares reciben la misma clasificación, siendo sus
requisitos menor a 4,0; entre 4,0 y 10,0; y mayor a 10,0 respectivamente.
Vol/h
50
Dinamarca
Las viviendas deben tener un nivel de estanqueidad menor a 1,5.
l/sm 2
50
Eslovenia
Se establecen requisitos diferentes dependiendo del tipo de ventilación
del inmueble. Viviendas con ventilación natural deben tener un nivel de
estanqueidad menor a 3,0. Viviendas con ventilación mecánica deben
tener un nivel de estanqueidad menor a 2,0.
Vol/h
50
Estonia
Se establecen requisitos diferentes dependiendo del tipo de tipología del
inmueble. Inmuebles pequeños deben tener un nivel de estanqueidad
menor a 6,0. Inmuebles de gran tamaño deben tener un nivel de
estanqueidad menor a 3,0.
m 3/hm 2
50
Francia
Se establecen requisitos diferentes dependiendo del tipo de tipología
del inmueble. Viviendas unifamiliares deben tener un nivel de
estanqueidad menor a 0,8. Otros tipos de viviendas deben tener un
nivel de estanqueidad menor a 1,2.
m 3/hm 2
4
Letonia
Las viviendas deben tener un nivel de estanqueidad menor a 3,0.
m 3/hm 2
50
Lituania
Se establecen requisitos diferentes dependiendo del tipo de ventilación
del inmueble. Viviendas con ventilación natural deben tener un nivel de
estanqueidad menor a 3,0. Viviendas con ventilación mecánica deben
tener un nivel de estanqueidad menor a 1,5.
Vol/h
50
Noruega
Las viviendas deben tener un nivel de estanqueidad menor a 3,0.
Vol/h
50
Portugal
Las viviendas deben tener un nivel de estanqueidad menor a 0,6.
Vol/h
50
Reino Unido
Las viviendas deben tener un nivel de estanqueidad menor a 10,0.
Vol/h
50
Suecia
Las viviendas deben tener un nivel de estanqueidad menor a 0,8.
l/sm 2
50
Fuente: Europe’s Buildings under the Microscope.
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Si bien este tipo de análisis es limitado, ya que las
renovaciones de aire indicadas cubren una amplia
gama de edificios, y el tamaño y naturaleza de estos
rige los estándares descritos, se puede observar que
las viviendas con ventilación natural tienden a tener un
estándar de hermeticidad menos estricto que aquellas
viviendas con ventilación mecánica. Esta diferencia
permite garantizar que las viviendas con ventilación
natural tengan una ventilación adecuada y las viviendas con ventilación mecánica no tengan excesivas
pérdidas por infiltración que impidan un adecuado
control del aire de ventilación.
Una comparación más exhaustiva requiere información sobre los volúmenes típicos de construcción,
y naturaleza de los mismos, ya que solo edificios
de características similares se pueden comparar, sin
embargo se debe tener en cuenta el clima local. Este
aspecto, la presión de referencia, y la unidad de los
estándares, se discuten a continuación.
4. Discusión
Los requisitos para limitar la permeabilidad al aire de
las viviendas contribuyen a disminuir el consumo de
energía, permiten un uso eficiente de los sistemas
de ventilación, entre otros beneficios. Como se ha
visto, numerosos países han introducido en su reglamentación térmica estándares que garanticen una
Tabla 2. Estándares de hermeticidad para envolventes de viviendas normalizados a 50 Pa.
País
Alemania
Austria
Bélgica
Clasificación
Estándar normalizado a 50 Pa (Vol/h)
Viviendas con Ventilación Natural
3,0
Viviendas con Ventilación Mecánica
1,5
Viviendas con Ventilación Natural
3,0
Viviendas con Ventilación Mecánica
1,5
Valor por defecto para el cálculo de demanda
10,0
Viviendas Unifamiliares de Alta Estanqueidad
2,0
Viviendas Unifamiliares de Media Estanqueidad
Bulgaria
Entre 2,0 y 5,0
Viviendas Unifamiliares de Baja Estanqueidad
Mayor a 5,0
Edificios de Alta Estanqueidad
4,0
Edificios de Media Estanqueidad
Entre 4,0 y 10,0
Edificios de Baja Estanqueidad
Mayor a 10,0
Viviendas con Ventilación Natural
3,0
Viviendas con Ventilación Mecánica
2,0
Viviendas Pequeñas
5,0
Viviendas de Gran Tamaño
2,5
Viviendas Unifamiliares
3,5
Otros tipos de Viviendas
5,3
Viviendas en General
2,5
Viviendas con Ventilación Natural
3,0
Viviendas con Ventilación Mecánica
1,5
Noruega
Viviendas en General
3,0
Portugal
Viviendas en General
0,6
Reino Unido
Viviendas en General
10,0
Eslovenia
Estonia
Francia
Letonia
Lituania
Fuente: Elaboración Propia.
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hermeticidad adecuada de las viviendas, con el objetivo de disminuir con ello las pérdidas por ventilación.
real, mientras que la presión más real (4Pa) es menos
precisa.
Sin embargo, a pesar de tener un origen común, los
estándares establecidos por los diferentes países difieren en aspectos que dificultan su comparación, siendo
estos principalmente la presión de referencia, la unidad
del estándar y el valor de los mismos. A continuación
se analizan dichas diferencias teniendo presente el
contexto nacional a modo de obtener lecciones para
una futura modificación a la reglamentación térmica
que considere la hermeticidad de las viviendas.
En este aspecto, diversos estudios recomiendan generar estándares con una presión de referencia de 50
Pa dado que la prueba de presurización utilizando un
diferencial de presión de 4 Pa genera variaciones entre
+87% y -45%, mientras que la variación alcanza solo
un 15% cuando se realiza la prueba de presurización
con un diferencial de presión de 50 Pa (Genger, 2011).
Como se mencionó en el marco teórico la técnica
utilizada para evaluar la permeabilidad al aire o hermeticidad de las viviendas corresponde a la técnica de
presurización, la cual consiste básicamente en medir,
en régimen estacionario, el flujo necesario que pasa
a través de un ventilador para mantener una presión
constante entre el interior y el exterior de la vivienda.
Como se aprecia en la Tabla 1 la prueba de presurización para determinar la estanqueidad de la envolvente se mide normalmente a una presión de 50 Pa,
salvo Francia que utiliza 4 Pa. Una reglamentación
en Chile debe indicar el tipo de presión a utilizar.
La utilización de 50 Pa es lo suficientemente alta
para evitar las interferencias producidas por las
presiones naturales, siendo razonablemente precisa.
Desafortunadamente un flujo determinado a 50 Pa
no representa una cantidad de interés, si se quieren
comprender los flujos que atraviesan la envolvente
en condiciones normales de uso, dadas las presiones
a las que son sometidas las viviendas son más cercanas 1Pa.
Para determinar una estimación más exacta de la
estanqueidad al aire en condiciones normales es necesario realizar la prueba a presiones normales. En este
sentido la presión utilizada por Francia, 4 Pa, representa de un mejor modo la realidad, sin embargo
evaluaciones con este diferencial de presión tienden a
no ser tan precisas dado que se generan interferencias
por las presiones naturales.
Una segunda diferencia que se aprecia de los estándares establecidos por los distintos países es la unidad
de medida, las cuales permiten comparar un inmueble
de otro. A saber, hay tres maneras de expresar la hermeticidad de la vivienda que se utilizan mayoritariamente, siendo útil para evaluar distintas cosas, cada
una con sus ventajas y desventajas.
La primera y más utilizada corresponde a la tasa de
renovaciones de aire a una presión de referencia. Esta
unidad se relacionada con el volumen interior del
inmueble y corresponde a la cantidad de veces que se
renueva el aire interior considerando los aportes de
las infiltraciones. La ventaja de esta unidad es que las
tasas de otros movimientos de aire como la ventilación
se citan con frecuencia en dicha unidad. Se expresa
normalmente en ACH (Air Changes per Hour) o h -1,
en la Tabla 1 se aprecia como vol/h para indicar la
dependencia del volumen del inmueble.
La segunda corresponde a la permeabilidad de la
envolvente a una presión de referencia. Esta unidad
relaciona el caudal de infiltraciones con la superficie
de la envolvente. Es útil si se busca definir la calidad
de la envolvente como un parámetro de construcción.
Se expresa normalmente en m 3/hm 2.
Y finalmente el estándar se puede expresar en la
estanqueidad relacionada con la superficie del suelo.
Esta unidad puede ser la más fácil de determinar desde
un punto de vista práctico, pero es difícil su relación
con otras unidades. Se expresa normalmente en l/s.
m 2, donde m 2 corresponde al área del piso.
Otra alternativa es ensayar en un rango de presiones
adecuado y luego extrapolar a una presión de referencia, más cercana a la realidad, utilizando la ley de
potencias. Sin embargo debido a la no linealidad de
la ley de potencias y de los sesgos que pueden estar
asociados a las mediciones de presión, se pueden
introducir errores al análisis de datos.
Como se aprecia en la Tabla 1 mayoritariamente se
establecen las tasas de renovaciones de aire (vol/h)
como unidad para expresar la estanqueidad al aire,
seguido de la permeabilidad de la envolvente (m 3 /
hm 2), siendo las excepciones Dinamarca y Suecia que
establecen sus requerimientos en l/sm 2 , donde m 2
corresponde al área del piso.
En el caso chileno con presiones normales hasta 4 Pa
se debe establecer una presión de referencia teniendo
en cuenta que la elección más precisa (50 Pa) es menos
Independiente que todas las unidades expresadas
anteriormente deben ser parte de un informe de
evaluación de hermeticidad de la vivienda, dado que
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proporcionan distintas informaciones relevantes a la
hora de hacer el diagnóstico de un inmueble, parece
apropiado considerar una unidad con las renovaciones
de aire como requisito, dada su fácil comparación y
entendimiento con otros flujos de aire.
Un estándar expresado por la permeabilidad de la
envolvente puede resultar complementario al enfoque
de la actual Reglamentación Térmica chilena, la cual
establece estándares relacionados con los elementos
de la vivienda, pero tiene el riesgo implícito de considerar a las infiltraciones de aire como una característica puntual del elemento y no como un proceso
global y dinámico.
Por otra parte, el análisis y comparación los diferentes estándares no se puede realizar de modo directo,
dado que su efectividad depende de las características
climáticas, el comportamiento de los usuarios, entre
otras variables que difieren de país en país.
Pese a lo anterior, se puede observar en la Tabla 2
una tendencia de los países en estudio a establecer
estándares diferentes según el tipo de ventilación,
se puede observar que las viviendas con ventilación
natural tienden a tener un estándar de hermeticidad
menos estricto dado que las infiltraciones permiten un
ingreso de aire que favorece al sistema de ventilación,
mientras que las viviendas con ventilación mecánica
tienden a tener un estándar de hermeticidad más
estricto que limiten las infiltraciones de aire, cuyo
aporte incontrolado puede derivar en un mal uso del
sistema de ventilación.
A su vez, la diferencia entre los países es influida por
las características locales, entre ellas el clima, dado
que el viento y la temperatura influyen directamente
en las infiltraciones de aire, diferentes zonas climáticas pueden tener estándares distintos para obtener el
mismo resultado.
Dados los puntos anteriores, es recomendable que
una futura reglamentación chilena cuyo objetivo sea
establecer estándares de hermeticidad a la vivienda
tenga en consideración las zonas climáticas de Chile,
siempre que la zonificación térmica que regula actualmente la Reglamentación Térmica no considera
otras variables climatológicas importantes a la hora
de analizar las infiltraciones de aire. A su vez, una
diferenciación según el tipo de ventilación y tipología
de la vivienda permitirá un mejor control de las infiltraciones de aire.
En este contexto, el proyecto “FONDEF D10I1025
Establecimiento de clases de infiltración aceptable de
edificios para Chile”, actualmente en desarrollo por el
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Consorcio Tecnológico conformado por el Centro de
Investigación en Tecnologías de la Construcción de la
Universidad del Bío-Bío (CITEC UBB) y de la Escuela de
Construcción Civil de la Pontificia Universidad Católica
de Chile y su organismo DECON UC permitirá obtener
la información base necesaria para el desarrollo de una
adecuada reglamentación.
Finalmente, es indudable que adecuados estándares
de hermeticidad de la envolvente en viviendas, junto
con las medidas de control de pérdidas térmicas por
transmisión permiten disminuir el consumo energético
y aumentar el confort de las mismas.
La tendencia de los países desarrollados ha sido aumentar los estándares de hermeticidad paulatinamente, llegando hasta 0,6 vol/h en el caso de las viviendas
pasivas. Dicha tendencia se justifica, dado que, en la
medida que los estándares que limitan las pérdidas
térmicas por transmisión se hacen más estrictos el
impacto de las infiltraciones de aire en el consumo
energético de las viviendas será mayor. Motivo por
el cual es recomendable considerar estándares de
estanqueidad en la Reglamentación Térmica chilena
para luego aumentar las exigencias de modo similar
en ambos factores.
5. Conclusiones
El uso creciente de combustibles fósiles ha dirigido
al planeta hacia un potencial cambio climático, cuyas
consecuencias podrían ser irreversibles, motivo por
el cual las autoridades internacionales han puesto
su atención en el desarrollo de políticas de Eficiencia
Energética que contribuyan a disminuir su consumo
energético. En este contexto, los Estados Miembros
de la Unión Europea se han comprometido a reducir
para el 2020 los gases de efecto invernadero en un
20%, a aumentar en un 20% la explotación de energías renovables y a adoptar medidas de Eficiencia
Energética que permitan obtener un ahorro energético
de un 20%.
Los Estados Miembros de la Unión Europea han avanzado de modo dispar en la definición de estrategias
que permitan cumplir este objetivo, sin embargo tienen en común el hecho de buscar exigencias que permitan disminuir el consumo energético de calefacción
doméstica, la cual contribuye significativamente a las
emisiones de dióxido de carbono a la atmósfera, una
de las causas del efecto invernadero y el consecuente
cambio climático, y que tiene un alto potencial de
ahorro. Las medidas de Eficiencia Energética se han
direccionado en gran parte a reducir las pérdidas a
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través de la envolvente las cuales corresponden a
pérdidas por transmisión y pérdidas por ventilación.
usan un estándar que relaciona la estanqueidad del
inmueble con la superficie del suelo.
Actualmente la Reglamentación Térmica de Chile
solo regula las pérdidas por trasmisión no considerando las pérdidas por ventilación, las cuales pueden
mermar o anular cualquier mejora realizada por la
propia Reglamentación Térmica. Por lo anterior, el
presente estudio revisó los estándares establecidos
por Alemania, Austria, Bélgica, Bulgaria, Dinamarca,
Eslovenia, Estonia, Francia, Letonia, Lituania, Noruega,
Portugal, Reino Unido y Suecia en lo que respecta a
la limitación de infiltraciones de aire con el objetivo
de obtener lecciones a considerar en una futura reglamentación chilena de este aspecto.
Independiente que todas las unidades expresadas
anteriormente deben ser parte de un informe de
evaluación de hermeticidad de la vivienda, dado que
proporcionan distintas informaciones relevantes a la
hora de hacer el diagnóstico de un inmueble, parece
apropiado considerar una unidad con las renovaciones
de aire como requisito, dado su fácil comparación y
entendimiento con otros flujos de aire.
Se observó que la técnica utilizada para evaluar la permeabilidad al aire o hermeticidad de las viviendas que
limita las pérdidas por ventilación, corresponde a la
técnica de presurización, la cual consiste básicamente
en medir, en régimen estacionario el flujo necesario,
que pasa a través de un ventilador, para mantener una
diferencia de presión constante entre el interior y el
exterior de la vivienda.
Se observó que la presión de referencia utilizada para
los estándares era 50 Pa salvo Francia que utiliza 4 Pa.
La utilización de 50 Pa es lo suficientemente alta para
evitar las interferencias producidas por las presiones
naturales, siendo razonablemente precisa, sin embargo
no representa una cantidad de interés, si se quieren
comprender los flujos que atraviesan la envolvente en
condiciones normales de uso, dadas las presiones a las
que son sometidas las viviendas son más cercanas 1Pa.
Una estimación más exacta de la estanqueidad al aire
en condiciones normales requiere una prueba a presiones normales. En este sentido la presión utilizada
por Francia, 4 Pa, representa de un mejor modo la
realidad, sin embargo evaluaciones con este diferencial
genera variaciones entre +87% y -45%, mientras que
la variación alcanza solo un 15% cuando se realiza la
prueba de presurización con un diferencial de presión
de 50 Pa.
Una segunda diferencia que se observó en los estándares establecidos por los distintos países corresponde
a la unidad de medida, las cuales permiten comparar
un inmueble de otro. La más utilizada (8 países) corresponde a la tasa de renovaciones de aire, la que
corresponde a la cantidad de veces que se renueva el
aire interior considerando los aportes de las infiltraciones. La segunda más utilizada (4 países) pertenece a
la permeabilidad de la envolvente, la cual se relaciona
con el caudal de infiltraciones que atraviesa la superficie de la envolvente. Finalmente Dinamarca y Suecia
62 ]
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Se observó que la efectividad de los estándares depende de las características climáticas, el comportamiento de los usuarios, entre otras variables que difieren de país en país, lo que dificulta su comparación.
Sin embargo, se constató una tendencia de los países
en estudio a establecer estándares diferentes según el
tipo de ventilación, donde las viviendas con ventilación
natural tienen un estándar de hermeticidad menos
estricto que las viviendas con ventilación mecánica.
Esta diferencia se debe a que las viviendas con ventilación natural requieren cierto nivel de infiltraciones
que permitan un ingreso de aire que favorezca su
movimiento natural, por su parte las viviendas con
ventilación mecánica requieren limitar las infiltraciones
de aire, cuyo aporte incontrolado puede derivar en un
mal uso del sistema de ventilación.
A su vez, se discutió sobre la diferencia entre los
niveles de estándar de los países, los cuales se encuentran influidos por las características locales, entre ellas
el clima, dado que el viento y la temperatura influyen
directamente en las infiltraciones de aire, diferentes
zonas climáticas pueden tener estándares distintos
para obtener el mismo resultado.
Dados los puntos anteriores, se consideró recomendable para una futura reglamentación chilena cuyo
objetivo sea establecer estándares de hermeticidad a
la vivienda, tener en consideración las zonas climáticas de Chile, puesto que la zonificación térmica que
regula actualmente la Reglamentación Térmica no
considera otras variables climatológicas importantes a
la hora de analizar las infiltraciones. Y considerar una
diferenciación según el tipo de ventilación y tipología
de la vivienda que permita un mejor control de las
infiltraciones de aire.
Finalmente se observó la tendencia de los países
desarrollados a aumentar los estándares de hermeticidad paulatinamente, llegando hasta 0,6 vol/h
en el caso de las viviendas pasivas. Por su parte,
en el contexto nacional, la Reglamentación Térmica
solo considera estándares que buscan disminuir las
pérdidas por transmisión, lo que no garantiza un
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adecuado comportamiento energético de las viviendas.
Se concluye que la inclusión de requisitos de hermeticidad para viviendas es clave a la hora de definir
estrategias que contribuyan a asegurar un adecuado
suministro de energía en el largo plazo; mejorar la
seguridad del suministro de energía para reducir la
dependencia de fuentes extranjeras; proporcionar un
medio ambiente sano y libre de contaminación para
la sociedad, y ayuden a la mitigación del cambio climático global.
Bibliografía
1. Bobadilla, A., (2009). Permeabilidad al aire de
viviendas. En Centro de Investigación en Tecnologías
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Ventilation Center.
páginas: 54 - 63
libro construccion.indb 63
]
Agradecimientos
Este estudio se llevó a cabo como parte de una tesis doctoral del centro de investigación Architecture
et Climat de la Université catholique de Louvain en
Bélgica. Los autores desean agradecer al equipo de
Architecture et Climat en especial a Claudia Rojo y
a las entidades Gobierno de Chile con su programa
Becas Chile de CONICYT y la Escuela de Construcción
Civil de la Pontificia Universidad Católica de Chile.
5. Dyrbol, S. et al. (2010). European Directive on the
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Ossio, F. - De Herde, A. - Veas, L.
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Revista de la Construcción
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Influence of water content
on evolution of hydration
slag cement pastes
Influencia del contenido
de agua en la evolución
de la hidratación de
pastas de cemento
con escoria
Autores
CASTELLANO, C. Universidad Nacional del Centro de la Provincia de Buenos Aires,
[email protected]
Buenos Aires, Argentina
BONAVETTI, V. Universidad Nacional del Centro de la Provincia de Buenos Aires,
[email protected]
Buenos Aires, Argentina
64 ]
libro construccion.indb 64
IRASSAR, E. Universidad Nacional del Centro de la Provincia de Buenos Aires
[email protected]
Buenos Aires, Argentina
Fecha de recepción
01/11/2011
Fecha de aceptación
12/04/2012
Revista de la Construcción
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Resumen
La evolución de la hidratación de las
pastas de cemento con escoria granulada de alto horno depende de varios
factores; entre ellos, las características de
la adición (finura, composición y reactividad), de las proporciones de la mezcla
(contenido de escoria, relación agua/
material cementante, presencia de activadores alcalinos) y de las condiciones de
curado (humedad y temperatura). Si se
mantienen constantes las características
de la escoria y las condiciones de curado,
la cantidad de escoria que podrá hidratarse dependerá del contenido de agua
disponible para su reacción.
En este trabajo se evalúa el efecto de
la relación agua/material cementante
(0.3, 0.4 y 0.5) sobre el mecanismo de
hidratación y propiedades mecánicas,
de pastas con contenido variable de
escoria granulada de alto horno (0 a
80%) curadas a 20 ºC. La influencia
de cada variable en la resistencia mecánica a compresión fue determinada
a partir del análisis de las superficies
de respuesta resultantes del diseño de
experimentos. La evolución de la hidratación se estudió a través del contenido de agua no evaporable y el cálculo
de la cantidad de escoria reaccionada.
Adicionalmente se detectaron los productos de hidratación por DRX.
Palabras clave: Escoria granulada de alto horno, relación a/mc, resistencia mecánica, escoria hidratada.
Abstract
The evolution of the hydration of
cement pastes with granulated blast
furnace slag depends on several
factors including the characteristics
of the addition (fineness, composition
and reactivity) of the proportions of
the mixture (slag content, w/b ratio,
the presence of alkaline activators)
and curing conditions (humidity and
temperature). If remain constant
characteristics of the slag and the
curing conditions, the amount of slag
hydration may depend on the content
of water available for reaction.
This paper evaluated the effect of the
w/b (0.3, 0.4 and 0.5) on the evolution
hydration and mechanical properties in
pastas with variable content of granulated
slag, blast furnace (0-80%) cured at 20 º
C. The influence of individual variable on
the compressive strength was determined
from the analysis of the response surface
central composite experimental design.
The evolution hydration was evaluated
through non evaporable water content
an d th e amo u n t o f s la g r e a c t e d.
Complementary were detected by XRD
hydration products.
Key words: Granulated blast furnace slag, water/binder ratio, mechanical
strength, slag reacted.
páginas: 64 - 74
libro construccion.indb 65
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C. Castellano, C. - Bonavetti, V. - Irassar, E.
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1. Introducción
La evolución de la hidratación de pastas de cemento
con escoria granulada de alto horno depende principalmente de la reactividad, el tipo, la finura, y la proporción de escoria; y de las características del cemento
portland, la presencia de activadores alcalinos, la relación agua/material cementante (a/mc), y el tiempo y la
temperatura de curado. Si las características físicas y
químicas de la escoria se mantienen constantes, y las
condiciones de curado no se modifican, la velocidad
de reacción de la escoria decrece marcadamente con
el incremento del porcentaje de reemplazo y con la
disminución de la relación a/mc, efecto generado por
la limitación del espacio disponible para alojar los
productos de hidratación.
En este sentido, investigaciones efectuadas por Chidiac
y Panesar [1] han determinado que la cantidad de agua
no evaporable de pastas con contenidos variables
de escoria y relaciones a/mc de 0,31 y 0,40, decrece
sustancialmente con el incremento del contenido
de escoria y la disminución de la relación a/mc. Este
comportamiento puede ser atribuido a que con la
disminución de la relación a/mc existe menos espacio
disponible en la pasta para la disolución y precipitación
de los productos de hidratación.
Resultados similares fueron informados por Lumley
et al. [2], quienes han determinado que la cantidad
de escoria reaccionada en pastas elaboradas con 8%
de cemento, 92% de escoria y relación a/mc de 0,30
solo alcanzaba a los 2 años el 30%, mientras que este
valor se incrementaba a 65% cuando el contenido de
adición en la pasta era de 30% y la relación a/mc de
0.60. De esta manera, la relación a/mc modifica la
hidratación desarrollada de pastas de cemento con
contenidos variables de escoria.
Considerando que las partículas de escoria son
g e n e r a l m e n t e m e n o s re a c t i v a s q u e l a s p a r t í culas del cemento portland, en el inicio de la hidratación se produce un aumento de la relación
a/c efectiva, definida como la relación entre el contenido de agua y el material capaz de producir CSH
[3], generando un aumento en la porosidad y una
disminución de la resistencia inicial de la pasta. Con
el transcurso de la hidratación y la reacción de la adición se produce una matriz más densa y homogénea,
densificando la microestructura y aumentando las
propiedades mecánicas y durables de la pasta [4].
Sin embargo, la resistencia alcanzada por el hormigón
elaborado con cemento con escoria también dependerá de la relación a/mc empleada, pues se ha registrado que este material presenta menores pérdidas
66 ]
libro construccion.indb 66
Revista de la Construcción
Volumen 11 No 1 - 2012
]
de resistencia que el hormigón de cemento portland
sin adición frente al aumento de la relación a/mc [4].
Estudios realizados por Malhotra [5] en hormigones
elaborados con 45 y 65% de escoria determinaron
que la resistencia de los hormigones con escoria es
particularmente menor en las primeras edades y esta
tendencia es más marcada para relaciones a/mc bajas
(0,30-0,38). No obstante, la resistencia de hormigones con alta relación a/mc (0,56) a edades avanzadas, alcanza o excede la resistencia del hormigón
con cemento portland sin adición, mientras que la
resistencia del hormigón con escoria y baja relación
a/mc, independiente de la edad resulta menor que
la obtenida por el hormigón sin adición. Este comportamiento muestra que la resistencia resultante en
un hormigón con escoria dependerá de la relación a/
mc, pues durante la reacción del cemento portland y
la escoria se requiere mayor espacio disponible para
alojar los productos de hidratación [6].
En el presente trabajo se evalúa la influencia de la
relación a/mc sobre la evolución de la hidratación y
las propiedades mecánicas, de pastas con contenido
variable de escoria granulada de alto horno (0 a 80%)
y distintas relaciones a/mc (0.30, 0,40 y 0.50), siendo
las mismas curadas a 20 ºC.
2. Parte experimental
Cemento: En esta investigación se utilizó un cemento
portland sin adiciones (CPN, IRAM 50000), con una
composición mineralógica de 62% de C 3S, 14% de
C 2S, 0% de C 3A y 16% de C 4AF, categoría resistente
CP50 y una finura Blaine de 360 m2/kg. La composición
química y las propiedades físicas de este material se
muestran en la Tabla 1.
Escoria granulada de alto horno: La escoria granulada de alto horno (E) presentó un módulo químico
(C+M+A/S) de 1.76 y una finura Blaine de 460 m 2/kg.
Su análisis por DRX mostró solo una pequeña proporción de materiales cristalinos (melilita) en 2 Ө = 30,0º
(d: 3.00). La composición química y las propiedades
físicas se informan en la Tabla 1.
Cementos mezclas estudiados: Los cementos con
adiciones se obtuvieron por reemplazos variables de
cemento CPN por escoria. Los contenidos estudiados
fueron 0, 20, 40, 60 y 80%, definiendo así cementos
mezclas con un rango de medio a alto contenido de
adiciones que se identificaron con el término CPN más
(+) el contenido de escoria incorporado.
Proporciones de las mezclas: Con los cementos
mezclas previamente definidos se elaboraron las pastas
con relaciones a/mc de 0.30, 0,40 y 0.50.
C. Castellano, C. - Bonavetti, V. - Irassar, E.
[
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19-06-12 23:20
Tabla 1. Composición química y propiedades físicas de los materiales
SiO 2
Al 2O 3
Fe 2O 3
CaO
MgO
SO 3
K 2O
Na 2O
Pérdida por calcinación
Densidad
Retenido sobre tamiz,%
75 µm (#200)
45 µm (#325)
Parámetro de posición, x’ (µm) a
Parámetro de homogeneidad, n b
a
b
Cemento portland, CPN
Escoria granulada de alto horno, E
20,98
3,46
5,23
63,52
0,86
2,35
0,95
0,09
2,12
34,07
11,95
1,04
38,58
9,54
0,84
0,41
0,15
1,30
3,10
2,95
0,30
0,11
14,50
1,20
0
0,9
19,87
1,04
Diámetro característico de la distribución de tamaños de partículas, obtenido a una masa acumulada de 63.2%.
Pendiente de la curva de distribución del tamaño de las partículas que representa el ancho de la misma.
Moldeo y curado de las pastas: Las pastas fueron colocadas en moldes de 25 x 25 x 300 mm y compactadas
en dos capas de 25 golpes cada una. Inmediatamente
después, los moldes fueron cubiertos con un film plástico y se colocaron a la temperatura de curado de
20 ºC con una variación ± 1 ºC. Después de 24 horas
las probetas se retiraron de los moldes, se colocaron en
recipientes herméticos y se curaron a esa temperatura,
con agua saturada con cal en el caso de las pastas con
CPN y solo con agua en el caso de las pastas con escoria,
hasta las edades de ensayo que fueron 2,7, 28 y 90 días.
El volumen de agua de curado se mantuvo comprendido
entre 3,5 y 4,0 veces el volumen de las probetas.
Resistencia mecánica: La resistencia a compresión
se evaluó sobre probetas prismáticas, con una sección
transversal de 25 x 25 mm. Los resultados informados en la Tabla 2 corresponden al promedio de seis
determinaciones con una variación menor a ± 10%
del valor medio.
Agua no evaporable: Para estimar el progreso de
la hidratación se analizó el contenido de agua no
evaporable de acuerdo al procedimiento propuesto
por Powers [7], determinándose como la diferencia
entre el peso de la muestra seca a 105 ºC (P 105), el
peso a 950 ºC (P 950) y el peso de las pérdidas por calcinación del cemento (PxCPN) y la escoria (PxE) en los
porcentajes correspondientes, todos ellos referidos a
páginas: 64 - 74
libro construccion.indb 67
]
la cantidad de material cementante (mc) presente en
la muestra. En este último término se asumió que la
totalidad de la escoria reacciona para producir CSH.
(Ecuación 1).
Wn =
P105 − P950 − ( PxCPN + PxE )
mc
Difracción de Rayos X (DRX): Las determinaciones se
realizaron con un difractómetro Philips X’Pert equipado con monocromador de grafito, usando radiación
CuKa, y operando a 40 kV y 20 mA. El registro se
realizó a una velocidad de 2°/min y el intervalo de
paso fue de 0,02.
Contenido de escoria hidratada: La determinación
de este parámetro se efectuó empleando el modelo
de hidratación de cementos con escoria propuesto por
Chen et al. [8], en el cual se consideran que; la cantidad de agua necesaria para hidratar completamente
un gramo de cemento portland, es de 0,185 gramos
[9]; mientras que este valor para hidratar un gramo de
escoria es de, 0,203 gramos [10]; y que los productos
sólidos de hidratación considerados para el cálculo
del modelo son conformes con los productos de hidratación obtenidos por DRX en la pastas estudiadas.
De esta manera, a partir de este modelo fue posible
también estimar los volúmenes de las distintas fases
de las pastas hidratadas a 90 días.
C. Castellano, C. - Bonavetti, V. - Irassar, E.
[
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Volumen 11 No 1 - 2012
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Tabla 2. Resistencia a compresión de las pastas
Resistencia a compresión, MPa
Tipo de
cemento
a/mc = 0,30
a/mc = 0, 40
a/mc = 0,50
2d
7d
28d
90d
2d
7d
28 d
90d
2d
7d
28 d
90 d
CPN
60,67
69,30
87,33
95,18
46,14
56,95
69,00
75,22
19,98
47,65
60,14
64,93
CPN+20
52,42
65,33
91,74
95,44
39,52
54,48
73,09
81,31
19,07
44,66
60,80
69,60
CPN+40
37,02
60,53
81,36
89,42
28,86
41,20
65,18
81,60
14,42
34,20
58,60
68,19
CPN+60
23,01
45,25
65,76
74,99
18,45
28,39
56,51
67,18
8,99
22,30
50,28
59,16
CPN+80
H,Ol
33,62
64,51
72,64
9,20
19,30
50,83
55,60
4,99
16,26
43,65
49,86
Diseño de experimentos: Para el estudio de la influencia de la relación a/mc sobre la resistencia del
cemento con escoria se adoptó un diseño de experimentos central compuesto centrado [11], en el cual las
variables experimentales son el contenido de escoria
(0 a 80%) y la relación a/mc (0,30, 0,40 y 0,50), las
cuales se denominan X 1 y X 2, respectivamente.
A 2 días (Figura 2a), puede observarse para cada relación a/mc la disminución de resistencia que se registra
a medida que el contenido de escoria en el cemento
mezcla se incrementa. Así, las pastas CPN+40E (37,02
MPa) y CPN+80E (11,01 MPa) con relación a/mc de
0,30 registran una disminución de este parámetro del
La Figura 1 muestra el dominio definido por los puntos
experimentales (•) del diseño adoptado. A partir de
este sistema, la resistencia a compresión se determinó
por el análisis de las superficies de respuesta. La ecuación del modelo está dada por la Ecuación 2:
Figura 1. Dominio de los cementos
con adiciones estudiados
0,50
Y= b0 + b1 x1 + b2 x2 + b3 x12 + b4 x22 + b5 x1 x2
CPN+80E
Relación a/mc
donde, Y: es la resistencia a compresión a una edad
determinada, X 1 y X 2: son las variables experimentales
y b ,..., b 5: son los coeficientes estimados a partir del
método de mínimos cuadrados que se informan en la
Tabla 3. El coeficiente R 2 fue mayor a 0,96 indicando
una buena correlación entre los valores experimentales
y calculados. La máxima diferencia entre la resistencia
a compresión experimental y calculada fue de ± 7,2%.
CPN+60E
0,40
CPN+40E
CPN+20E
3. Presentación de resultados
Resistencia a compresión: La Figura 2 muestra las
curvas de isorrespuestas de la resistencia a compresión
de las pastas estudiadas hasta la edad de 90 días. En
todos los casos, se ha determinado el entorno de cada
superficie de respuesta considerando que el mismo sea
en el orden del 10% de la máxima resistencia obtenida
en el dominio estudiado a cada edad.
68 ]
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CPN
0,30
0
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20
40
60
80
Contenido de escoria %
[
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Tabla 3. Coeficientes estimados a partir del método de mínimos cuadrados y R2
Edad, días
Coeficientes resistencia a compresión
b
b1
2
74,9
–1,24
7
166,4
28
90
b2
R²
b3
b4
b5
56,7
–1,08*
–327,6
2,22
0,99
–0,32
–434,2
–2,77*
397,5
0,20
0,98
185,4
–0,28
–424,9
–3,43*
349,5
0,70
0,96
162,6
–0,04
–281,6
–5,91*
175,9
0,62
0,96
(*) el número informado * 10 -3.
Figura 2. Curvas de isorrespuestas de la resistencia a compresión de los morteros.
a) 2 días, b) 7 días, c) 28 días y d) 90 días
páginas: 64 - 74
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C. Castellano, C. - Bonavetti, V. - Irassar, E.
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19-06-12 23:20
39 y 81% con respecto a la resistencia alcanzada por
la pasta CPN (60,67 MPa).
Mientras que cuando la relación a/mc es de 0,50, las
disminuciones son de 28 y 75% respectivamente.
También puede observarse que para un determinado
contenido de escoria a medida que la relación a/mc
disminuye se produce un incremento en la resistencia
de las pastas, y que este aumento se atenúa con el
incremento del contenido de la adición. Así, las pastas
con X 1<40% las curvas de isorrespuestas se presentan
más próximas entre sí, mientras que para las variables
0,30<X 2< 0,40 y X 1>40% las mismas tienden a alinearse con respecto a la variable X 2, indicando una menor
influencia de la relación a/mc sobre la resistencia en
esta zona del dominio estudiado.
Por último, la pasta CPN+20E presenta un incremento
de la resistencia del 175% (52,42 y 19,07 MPa) entre
la máxima y mínima relación a/mc, mientras que las
pastas CPN+40E y CPN+80E registran un aumento del
157 (37,02 y 14,42 MPa) y 120% (11,01 y 4,99 MPa),
respectivamente.
A 7 días (Figura 2b), las disminuciones de resistencia
que ocasiona la incorporación de escoria para las
distintas relaciones a/mc son menores a las registradas a 2 días. Así, la pasta CPN+40E con relación a/
mc de 0,30 (60,53 MPa) presenta una disminución de
resistencia de 13% con respecto a la registrada por la
pasta CPN (69,3 MPa), mientras que este valor para la
pasta CPN+80E es 51% (33,62 MPa). Por otra parte,
las superficies de isorrespuestas presentan un cambio
en la pendiente con respecto a las registradas a 2 días,
indicando que para un determinado contenido de
adición se producen menores ganancias de resistencia a medida que la relación a/mc disminuye. De esta
manera, la pasta CPN + 20E presentan un incremento
de la resistencia de 146% (65,33 y 44,66 MPa) entre
la máxima y mínima relación a/mc, mientras que este
aumento para la pasta CPN + 80E es de 106% (33,62
y 16,26 MPa).
A 28 días (Figura 2c), para una relación a/mc determinada y valores de X 1<40%, la resistencia alcanzada
por las pastas es del mismo orden. De esta manera, la
resistencia registrada de las pastas se encuentran entre
86 ± 5, 70 ± 4 y 60 ± 2 MPa cuando la relación a/mc
es de 0,30, 0,40 y 0,50, respectivamente.
A 90 días (Figura 2d), el comportamiento ob servado de la resistencia es similar al obtenido a
28 días. Para valores de X 1>40% y cualquier valor de
variable X 2, existe una mayor influencia de las variables sobre la resistencia a compresión alcanzada por
las pastas.
Por último, analizando en su conjunto la Figura 2
puede observarse que las zonas delimitadas por cada
superficie de respuesta es mayor a medida que aumenta la edad, es decir, que para alcanzar un determinado
nivel resistente existen mayores combinaciones de
valores de X 1 y X 2 posibles.
Agua no evaporable: La Figura 3 muestra la evolución del contenido de agua no evaporable de las pastas elaboradas con 0, 40 y 80% de escoria y relación
a/mc de 0,30, 0,40 y 0,50 a las edades estudiadas.
Figura 3. Agua no evaporable de las pastas a distintas temperaturas de curado. a) CPN, b) CPN + 40E y c) CPN + 80E
Fuente: Dominio de los cementos con adiciones estudiados.
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C. Castellano, C. - Bonavetti, V. - Irassar, E.
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Observando que la pasta CPN (Figura 3a) con diferentes relaciones a/mc, a todas las edades presenta un
incremento de este parámetro con el aumento de la
relación a/mc. Así, a 2 días las pastas con a/mc de 0,40
y 0,50 registran un contenido de agua no evaporable
20 y 41% mayor al obtenido en la pasta con relación
a/mc de 0,30; mientras que estos valores a 90 días son
de 16 y 28%, respectivamente.
La pasta CPN + 40E (Figura 3b), presenta para todas
las edades estudiadas importantes aumentos en el
contenido de agua no evaporable a medida que aumenta la relación a/mc, siendo los valores obtenidos
por la pasta con relación a/mc de 0,50 entre 28 y 47%
mayor a los registrado por la pasta con relación a/mc
de 0,30, mientras que estos valores para la pasta con
relación a/mc de 0,40 son entre 12 y 23% mayor. En
tanto que estos aumentos para la pasta CPN + 80E
(Figura 3c) resultan considerablemente menores. Así,
el contenido de agua no evaporable para las pastas
elaboradas con relación a/mc de 0.50 es entre 4 y 13%
mayor a las registradas con la relación a/mc de 0,40,
mientras que con respecto a las pastas con relación
a/mc de 0.30 estos valores resultan entre 18 y 30%
mayores. Por otra parte, cuando la relación a/mc es
0,40 ó 0,50 se produce un incremento de este parámetro en el orden del 20% entre los 28 y 90 días,
mientras que los valores permanecen prácticamente
constante cuando la relación a/mc es de 0,30
Productos de hidratación por DRX: La Figura 4
muestra el DRX de las pastas CPN, CPN + 40E y
CPN + 80E y relación a/mc 0,30, 0,40 y 0,50 correspondiente a 90 días.
Figura 4. DRX de las pastas con relación a/mc de
0.30, 0,40 y 0.50. a) Pasta CPN, b) Pasta CPN + 40E y
c) Pasta CPN 80E
Fuente: Dominio de los cementos con adiciones estudiados.
páginas: 64 - 74
libro construccion.indb 71
]
En las pastas CPN los compuestos de hidratación detectados fueron: hidróxido de calcio (CH) y ettringita
(E), en tanto que también se determinó la presencia
de ferroaluminato tetracálcico (C 4AF) procedente del
cemento sin hidratar. Estos mismos compuestos fueron
hallados en las pastas CPN + 40E y CPN + 80E en las
que además se identificó una fase similar a la hidrotalcita (HT) [12,13], propia de la hidratación de la escoria.
4. Discusión de los resultados
Investigaciones desarrolladas previamente [14,15] han
demostrado que para una temperatura de curado de
20 ºC la incorporación de escoria al cemento produce un
aumento en el contenido de agua no evaporable en las
primeras edades, debido al efecto filler; y en las edades
más avanzadas dado por la hidratación de la adición.
Sin embargo, para elevados contenidos de escoria, el
efecto físico no puede compensar completamente el
efecto de dilución del mismo producido por la menor
cantidad de material inicialmente reactivo, y genera
un aumento en la relación a/c efectiva y una disminución en el contenido de agua no evaporable [16], que
ocasiona las importantes disminuciones de resistencias
observadas a 2 días (Figura 2a) para una determinada
relación a/mc.
Los resultados obtenidos en el contenido de agua no
evaporable permiten determinar que si bien las pastas de cemento con escoria granulada de alto horno
muestran un paulatino incremento de la hidratación
con la edad, su contribución es apreciable luego de los
7 días. La escoria reacciona generando productos de
hidratación esencialmente similares a los obtenidos por
el cemento portland [17] pero con menor contenido
de CH (Figura 4) [18], produciendo el refinamiento de
poros en la pasta de cemento y un aumento de la resistencia [3]. Así a edades más avanzadas, es posible para
una determinada relación a/mc aumentar el contenido
de escoria para alcanzar un nivel resistente dado.
La Figura 5 muestra el máximo contenido de escoria
que se puede incorporar al cemento en función de
cada una de las relaciones a/mc, para alcanzar una
resistencia a compresión mayor al 90% de la registrada
por la pasta CPN para cada una de la relaciones a/mc.
Se puede observar que a medida que aumenta la edad
se incrementa el contenido de escoria que se puede
incorporar al cemento para alcanzar un determinado
nivel resistente. Pero este contenido máximo también
es función de la relación a/mc, pues a medida que este
parámetro diminuye el contenido de escoria decrece.
Este comportamiento puede atribuirse a que la hidratación de la escoria es menor con la disminución de
C. Castellano, C. - Bonavetti, V. - Irassar, E.
[
Revista de la Construcción
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la relación a/mc, siendo este efecto más pronunciado
para relaciones a/mc menores a 0,40.
Figura 5. Contenido de escoria en función
de la relación a/mc para alcanzar una resistencia
mayor al 90% de la pasta CPN
Por otra parte, la Tabla 4 muestra la cantidad de escoria que ha reaccionado a la edad de 90 días, calculada
aplicando el modelo de Chen et al. [8]. En la misma se
puede observar que con el aumento del contenido de
escoria en el cemento se produce un incremento de
la cantidad de escoria reaccionada para cada relación
a/mc [19]. El grado de reacción de la escoria no solo
depende de la relación a/mc, sino también del porcentaje de reemplazo de la adición [20]. Esto está
ocasionado principalmente a la limitación del espacio
disponible para la disolución y precipitación de los
productos de hidratación [2], debido a que el CSH
generado durante la hidratación de la escoria ocupa
mayor volumen que el correspondiente al cemento
portland sin adición [20] y no por la falta de CH dado
que a 90 días aún existe CH en el sistema (Figura 4).
Además, también se puede ver que para la pasta
CPN + 40E, el contenido de escoria que ha reaccionado crece 1,8 veces cuando la relación a/mc aumenta
de 0,30 a 0,50, mientras que este valor para la pasta
CPN + 80E es de 1,6 veces.
Fuente: Dominio de los cementos con adiciones estudiados.
También a partir del modelo de Chen et al. [8] fue
posible estimar los volúmenes de las fases (Figura 6),
de las pastas hidratadas a 90 días con 0, 40 y 80%
Tabla 4. Contenido de escoria que ha reaccionado a 90 días
Muestra
CPC+40E
0,30
Cantidad de escoria hidratada, %
20
0,40
31
CPC+80E
0,50
0,30
36
36
0,40
50
0,50
58
Figura 6. Composición en volumen de las pastas a) CPN, b) CPN +40E y c) CPN +80E a 90 días
72 ]
libro construccion.indb 72
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]
C. Castellano, C. - Bonavetti, V. - Irassar, E.
[
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de escoria y relaciones a/mc de 0,30, 0,40 y 0,50. La
Figura 6 muestra que para un mismo contenido de
escoria, al incrementar la relación a/mc se incrementa
el grado de hidratación de la escoria como también el
volumen correspondiente a la porosidad capilar. Este
resultado corrobora el comportamiento mecánico que
se visualiza a través de las curvas de isorrespuestas
a esta edad (Figura 2d); donde las resistencias son
menores a medida que se incrementa el contenido de
adición y aumenta la relación a/mc, debido a la mayor
porosidad capilar del sistema. De esta manera, un aumento del grado de hidratación de las pastas con igual
contenido de adición no necesariamente conducirá a
un mejor comportamiento mecánico. Pues en estos
casos, el comportamiento está gobernado en mayor
medida por el espacio disponible para el desarrollo de
los productos de hidratación y la porosidad resultante
que por el grado de hidratación alcanzado.
5. Conclusiones
En función de los resultados obtenidos en pastas de
cemento con contenido variable de escoria granulada
de alto horno, se puede concluir que:
páginas: 64 - 74
libro construccion.indb 73
]
A 2 días, para alcanzar una resistencia similar a la
obtenida por la pasta CPN en cada relación a/mc el
contenido de escoria que se incorpore al cemento debe
ser menor al 20%, pues para contenidos mayores el
aumento en la relación a/c efectiva no puede ser compensado por el efecto filler producido por la adición.
A edades avanzadas, el contenido de escoria a incorporar para alcanzar un determinado nivel resistente
es función de la relación a/mc, pues a medida que
este parámetro disminuye, la cantidad de escoria que
reacciona es menor debido a la limitación del espacio
disponible para la disolución y precipitación de los
productos de hidratación.
El aumento del grado de hidratación de las pastas
con escoria que se produce cuando se incrementa
la relación a/mc, no necesariamente conducirá a un
mejor comportamiento mecánico de las mismas, pues
en estos casos, este comportamiento está gobernado
en mayor medida por la porosidad que por el grado
de hidratación alcanzado.
C. Castellano, C. - Bonavetti, V. - Irassar, E.
[
Revista de la Construcción
Volumen 11 No 1 - 2012
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19-06-12 23:20
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C. Castellano, C. - Bonavetti, V. - Irassar, E.
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páginas: 64 - 74
19-06-12 23:20
Detección de puntos
débiles de aislamiento
acústico en edificación ya
construida
Detection of weak points
of sound insulation in
constructed buildings
Autores
DEL REY, R. Universitat Politècnica de València,
[email protected]
Valencia, España
ALBA, J. Universitat Politècnica de València,
[email protected]
Valencia, España
RAMIS, J. Universidad de Alicante,
[email protected]
Alicante, España
BERTÓ, L. Universitat Politècnica de València,
[email protected]
Valencia, España
Fecha de recepción
21/03/2011
Fecha de aceptación
16/04/2012
páginas: 75 - 86
libro construccion.indb 75
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C. Castellano, C. - Bonavetti, V. - Irassar, E.
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Resumen
El aislamiento acústico es un problema de difícil solución una vez que la
obra ya está acabada. En el caso de
que la obra esté finalizada y no se
cumplan con los valores de calidad
acústicos que nos marca la legislación,
deben detectarse los puntos débiles
que provocan esa deficiencia de aislamiento acústico. La publicación de
catálogos de soluciones constructivas
hace que el problema no sea el material elegido, sino cómo se han unido
estos materiales entre sí. Por tanto,
debe analizarse este problema y buscar
mecanismos con los que determinar
los puntos débiles.
En este trabajo se propone un método
para la determinación de caminos débiles de transmisión entre un recinto
emisor y un recinto receptor. El método
obtiene el índice de reducción vibracional, como indicador de estos caminos
débiles. Se muestran en el trabajo varios
casos estudiados en el propio edificio,
y cómo valorar la transmisión que debilita el aislamiento global de todo el
conjunto constructivo.
Palabras clave: Aislamiento acústico, flancos laterales, medición.
Abstract
A poor sound insulation of building
elements that constitute a building has
a difficult solution when the building is
finished. If we have a finished building
in which not reached the minimum
values of sound quality that marks the
relevant legislation, we must be able to
detect weaknesses that cause gaps in
the sound insulation. The publication
of catalogs of constructive solutions
makes the problem not the material
of choice, but how these materials
have been joined together. Therefore,
this problem must be analyzed and we
should seek mechanisms that determine
the weak points.
This paper proposes a method to detect
weak transmission paths between two
sites. This method obtains the vibration
reduction index as indicator of weak
transmission paths. In this work we can
see several case studies in a building an
how to value what is the transmission
path that weakens the global sound
insulation of the whole construction
Keywords: Sound insulation, lateral transmissions, measurement.
76 ]
libro construccion.indb 76
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1. Introducción
El aislamiento acústico es uno de los problemas que en
la actualidad se plantea en la edificación de calidad.
Las fuentes de ruido son cada vez más numerosas y
emiten niveles más altos. Por ejemplo, el tráfico se ha
incrementado notablemente en los últimos años aumentando el nivel de ruido en fachada de las distintas
edificaciones, los niveles dentro de las viviendas han
aumentado por el incremento del número de fuentes
y otros motivos, tal y como se relata en estudios de la
Organización Mundial de la Salud [1].
Al mismo tiempo se han ido incrementando las exigencias de confort del ciudadano, como se justifica con
diferentes trabajos de investigación donde se observa
la gran dispersión en los resultados de las mismas soluciones constructivas [2][3]. Esto ha llevado en parte
a un gran desarrollo legislativo en los últimos años,
donde a nivel internacional diferentes países han publicado distintas normativas para disminuir el ruido en la
edificación [4][5]. Toda esta normativa busca disminuir
el nivel de ruido en diferentes hábitats, como los de
vivienda y trabajo, para reducir el efecto del ruido en
la salud de las personas.
En este desarrollo legislativo se han plasmado varias
cuestiones. Una de las cuestiones ha sido la necesidad
de tener datos concretos y conocimiento del comportamiento acústico de todos los materiales empleados
en edificación cuyo fin último sea la reducción del ruido. Han aparecido catálogos oficiales publicados con
materiales y elementos constructivos [4] [5] y trabajos
de investigación buscando la mejora de las soluciones
constructivas [6][7].
Otra de las cuestiones que también se ha impuesto es
la importancia de la cuantificación y/o estimación de
las transmisiones laterales, causa por la cual se producen esas grandes dispersiones. La nueva legislación
implica no solo diseñar y validar el muro o la pared
de separación en un laboratorio o en una cámara de
transmisión sino que se debe tener en cuenta todos
los elementos o flancos instalados finalmente en la
edificación, y valorar la transmisión del ruido por los
diferentes caminos que se crean en la solución final
decidida.
Para poder estimar el efecto de las transmisiones laterales se pueden utilizar las normas UNE-EN 12354 [8]
[9] donde se ofrecen diferentes métodos predictivos
de soluciones de aislamiento completas, partiendo
de los elementos que constituyen la solución y de las
condiciones de unión entre éstos. Las condiciones de
unión se modelan con un parámetro denominado índice de reducción vibracional, que está relacionado con
páginas: 75 - 86
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]
la transmisión de potencia vibratoria entre diferentes
elementos estructurales, de forma normalizada. Este
índice de reducción vibracional es uno de los parámetros más importantes, una vez elegidas las soluciones
constructivas, para una correcta estimación del aislamiento acústico.
El índice de reducción vibracional se puede obtener
en las UNE-EN 12354 [8][9] para ciertos casos muy
concretos. Sin embargo, existen otros casos para los
cuales no hay información al respecto. Para paliar
este problema está apareciendo la familia de normas
UNE EN ISO 10848 [10][11], que ofrece métodos de
ensayo en laboratorio de este “índice de reducción
vibracional”. En este caso, el valor de ensayo sustituye
a la predicción ofrecida por las normas anteriores para
realizar los cálculos. Sin embargo, estas normas solo
ofrecen la posibilidad de ensayo de ciertas soluciones
constructivas, estando todavía por resolver, por ejemplo, las soluciones con entramados ligeros.
Actualmente no existe una norma reconocida para
la medición del “índice de reducción vibracional”
“in situ”. Diferentes investigadores han llegado a
procedimientos similares bastante parecidos a las
líneas de actuación que se marcan en la UNE-EN ISO
10848-1:2007 [12][13][14]. Dado que el “índice de
reducción vibracional” es crítico en el cálculo final,
podría medirse este parámetro en obra para tener
datos reales con configuraciones que luego podrían
volver a repetirse.
En este trabajo se analiza ese protocolo de ensayo “in
situ” del índice de reducción vibracional, y se valida “in
situ” en edificio acabado, con el fin último de buscar
la justificación a la gran dispersión observada en las
mismas soluciones constructivas.
2. Índice de reducción vibracional
2.1Definición de índice de reducción vibracional
El índice de reducción vibracional o índice de reducción
de vibraciones, K ij es una magnitud relacionada con
la transmisión de potencia vibratoria entre diferentes
elementos estructurales que confluyen en una unión,
que se mide en decibelios.
El índice de reducción vibracional es un parámetro de
gran importancia que indica si un camino de transmisión considerado plantea un problema de aislamiento
acústico. Cuanto mayor sea este parámetro, mayor
es el aislamiento acústico en ese camino. Si es cero,
es muy probable que ese camino presente un debilitamiento acústico y haya que revisar la solución
Del Rey, R. - Alba, J. - Ramis, J. - Bertó, L.
[
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19-06-12 23:20
adoptada. En la Figura 1 se presenta un esquema
de diferentes caminos de transmisión extraídos de la
UNE-EN 12354-1 [8]. En ese esquema, F indica flanco
y D elemento separador. Se utiliza la mayúscula para
el recinto emisor y la minúscula para el receptor.
Una de las expresiones a partir de la cual se puede
obtener esta magnitud es la siguiente:
K ij =
Dv,ij + Dv, ji
2
+ 10 log
lij
ai a j
dB (1)
Donde:
D v,j es la diferencia del nivel de velocidad entre los
elementos i y j, cuando el elemento i es excitado, en
decibelios
D v,j es la diferencia del nivel de velocidad entre los
elementos j e i, cuando el elemento j es excitado, en
decibelios
lij es la longitud común de la unión entre los elementos
i y j, en metros.
ai es la longitud de absorción equivalente del elemento
Donde:
Ts es el tiempo de reverberación estructural del ele-
mento i o j, en segundos, S es el área del elemento i
o j en metros cuadrados, f es la frecuencia central de
la banda, en hercios, f ref es la frecuencia de referencia;1000 Hz y c 0 es la velocidad del sonido en el aire,
en metros por segundo.
2.2Medición del índice de reducción vibracional
Como se observa en el punto anterior, el índice de
reducción vibracional se determina mediante el ensayo
de dos magnitudes diferentes: la diferencia de niveles
de velocidad promediada y el tiempo de reverberación
estructural de cada uno de los elementos que conforman la unión.
2.2.1 Medición de diferencia de velocidades
Es necesario conocer la diferencia del nivel de velocidad entre los elementos i y j, cuando el elemento i es
excitado, en decibelios, D v,ij y la diferencia del nivel de
velocidad entre los elementos j y i cuando el elemento
j es excitado, en decibelios, D v,ji, este se puede obtener
a partir de los niveles de velocidad.
i, en metros.
a j es la longitud de absorción equivalente del elemento
Dv,ij = Lv,i − Lv, j (3)
j, en metros
La longitud de absorción equivalente se puede calcular
mediante la siguiente expresión:
a=
2.2 ⋅ π 2 ⋅ S
c0 ⋅ Ts
fref
f
(2)
Figura 1. Diferentes caminos de transmisión ij
F
f
D
d
Df
Ff
Dd
Fd
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libro construccion.indb 78
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En la UNE-EN 10848-1 [10] se describen dos formas de
excitar los elementos para poder obtener la velocidad
de excitación de éstos, excitación aérea o excitación
estructural. En el procedimiento de ensayo detallado a
continuación y utilizado para obtener todos los resultados que se muestran en este trabajo se ha escogido
la excitación estructural, por ser la excitación aérea en
los casos que es aplicable más lenta e ineficaz.
Como excitador se ha utilizado para superficies horizontales una máquina de impactos normalizada. Esta
se dispone formando un ángulo de 45º con la normal
de la superficie a medir. En superficies verticales se
utiliza una caladora. De esta forma se asegura, en la
medida de lo posible que la fuerza de excitación sea
constante durante la realización de las medidas.
Para contrarrestar la posibilidad de que la fuerza de
excitación no sea constante, sobre todo para superficies verticales en las que la caladora es sujeta por un
operario que interviene en las mediciones, se realizan
los promediados de las diferencias de los niveles de
velocidad (D v,ij o D v,ji) y no de los niveles de velocidad
en cada elemento (L i o L j). Además para cada punto
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páginas: 75 - 86
19-06-12 23:20
de excitación se registran simultáneamente los niveles
en el elemento excitado y en elemento inverso. En la
Figura 2 se pueden observar imágenes de este procedimiento de medida.
Como transductores de registro de la vibración se utilizan acelerómetros de pulgada de Brüel&Kjaer, Type
4370, obteniendo la aceleración de vibración.
En la normativa UNE-EN 10848-1 [10] se detalla que en
general es suficiente con tres posiciones de excitación
y nueve posiciones de transductor, y tres posiciones de
transductor asociados a cada posición de excitación.
En el procedimiento seguido se han realizado cinco posiciones de excitación y tres posiciones de transductor
asociadas a cada posición de excitación. Las posiciones
entre transductor, excitador y límites de los elementos
de ensayo seguidos en este procedimiento también
han sido los que se detallan en la normativa UNE- EN
10848-1 [10]. Se han distribuido todos los puntos de
medida de forma aleatoria y no simétrica y antes de
cada medición debe comprobarse que se supera en
10 dB el nivel de fondo en cada banda de frecuencias.
2.2.2 Medición del tiempo de reverberación estructural
Los valores de las absorciones de longitud equivalentes,
a i y a j, se determinan de acuerdo con la Ecuación (2)
por lo tanto es necesario conocer los tiempos de
reverberación estructural, T si y T sj. El tiempo de reverberación estructural se define como el tiempo que se
requiere para que la velocidad o nivel de aceleración
en una estructura disminuya 60 dB después de que la
fuente sonora estructural haya cesado. Se determina
mediante excitaciones puntuales y mediciones puntuales de la velocidad o la aceleración. En el caso que
nos ocupa, en diferentes posiciones de transductor.
Se permite según UNE-EN 10848-1 [10] la excitación
mediante vibrador o martillo. El procedimiento seguido ha sido excitar con martillo. Se ha utilizado un
martillo de Brüel&Kjaer, type 8208. Éste dispone de
diferentes extremos, cada uno de una masa diferente,
por lo que mediante este procedimiento asegura que
queden excitadas todas las diferentes bandas de frecuencia, variando, cuando ha sido necesario, la masa
del martillo.
Se han realizado, como mínimo, tres puntos de excitación en el elemento a estudio. Se han distribuido
de forma aleatoria los impactos con martillo y los
transductores, con el fin de obtener estadísticamente
puntos de medición con la suficiente precisión para
obtener a partir de éstos por promediado aritmético
el tiempo de reverberación del elemento a estudio
y en base a las condiciones descritas por la UNE-EN
10848-1 [10].
En todo momento debe cumplirse que el tiempo de
respuesta del detector promediador era el suficiente
para poder registrar la caída. En la Figura 3 se puede
observar el detalle de alguna de las mediciones.
Figura 2. Detalle de mediciones en superficie horizontal (forjado) y vertical (medianera) de los niveles de velocidad
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Figura 3. Medida del tiempo de reverberación
estructural en una maqueta a escala de hormigón
Existen otras fórmulas empíricas obtenidas por laboratorios internacionales que ensayan según la UNE-EN
10848 [15] [16] [17].
3. Resultados
En este apartado se muestran algunos de los resultados
de campaña de ensayos realizados para el estudio de
transmisiones laterales. Se muestran resultados asociados a diferentes campañas de medición en obras a
punto de entregarse.
3.1Unión en cruz rígida
Se presentan algunos resultados de ensayos “in situ”
de un edificio en construcción para una unión en
cruz entre medianeras y forjados. La descripción de
los elementos que forman la configuración “in situ”
se detalla a continuación y en la Figura 4 se pueden
observar fotografías de ensayo.
2.3Fórmulas empíricas para el índice de reducción
vibracional
Otra vía posible para determinar el índice de reducción
vibracional es a través de ecuaciones empíricas. Estas
fórmulas pueden encontrarse en la UNE- EN 12354-1
[8], o en estudios específicos realizados por institutos
o grupos de investigación para topologías de unión
determinadas. Las ecuaciones empíricas que se dan
para la estimación de K ij se basan en el parámetro M:
M = lg
m '⊥ i
m 'i
(4)
Donde
m 'i es la densidad superficial (kg/m 2) del elemento i
en la transmisión ij.
m '⊥i es la densidad superficial (kg/m 2) del otro elemen-
to, perpendicular al i, y que forma la unión.
Además, en el caso de que existan elementos flexibles
insertados, se introduce un parámetro D 1:
D 1 = 101g
f
dB; f > f1 (5)
f1
Donde f 1= 125 Hz si la relación entre el Módulo de
Young (E 1 en N/m 2) y espesor (e 1 en m) del elemento
flexible insertado es la siguiente: E1/e1 ≈ 100 N/m 2. En
la Tabla 1 se resumen algunas expresiones empíricas
de la norma UNE-EN 12354-1 [8].
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libro construccion.indb 80
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Las medianeras están compuestas por paredes dobles
de ladrillo hueco doble del 7 (de pequeño formato)
enlucido en la cara exterior con yeso (15 mm) con lana
acústica en su interior. El forjado es de bovedilla de
hormigón de 25 cm y 372 kg/m 2, con suelo flotante de
poliuretano, 151 kg/m 2. Se considera para las comparaciones con las ecuaciones empíricas m= 372 kg/m 2.
En la Figura 5 se ilustra cómo son los resultados de las
mediciones de las diferencias de niveles de velocidad
para los diferentes caminos de transmisión estudiados.
En principio, a falta de otras correcciones según (1),
a mayor diferencia de niveles de velocidad, mayor
índice de reducción vibracional, y por tanto, mayor
aislamiento acústico en el camino considerado. En la
Figura 6 se ilustra un resultado de ensayo del tiempo
de reverberación estructural sobre la pared de ladrillo.
Las masas por unidad de área (kg/m 2) para realizar la
estimación según las expresiones empíricas han sido
obtenidas a partir del catálogo de elementos constructivos del Código Técnico de la Edificación [5].
En la Figura 7 se comparan datos del índice de reducción vibracional medidos, determinados según la
UNE-EN 12354-1 por dos hipótesis diferentes (con y sin
tener en cuenta el suelo flotante) y fórmulas corregidas
según el CSTB [15].
3.2Unión en T rígida
Se presenta en la Figura 8 resultados de una unión en T
formado por un elemento simple y un elemento doble.
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[
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Tabla 1. Algunas fórmulas empíricas del Índice de reducción vibracional de la UNE-EN 12354-1
Unión rígida en cruz
0 dB
K13 = 8, 7 + 17,1M + 5, 7 M 2 dB;
K12 = 8, 7 + 5, 7 M 2 ( = K 23 ) dB;
0 dB
octava
octava
Unión rígida en T
K13 = 5, 7 + 14,1M + 5, 7 M 2 dB; 0 dB octava
K12 = 5, 7 + 5, 7 M 2 ( = K 23 ) dB; 0 dB octava
Unión flexible en T (1)
K13 = 5, 7 + 14,1M , 5, 7 M 2 + 2
1dB
K 24 = 3, 7 + 14, M + 5, 7 M 2 dB
0 ≤ K 24 ≤ −4 dB; 0 dB octava
Unión flexible en T (2)
K12 = 5, 7 + 5, 7 M 2 +
1
( = K 23 ) dB
Unión en cruz de elementos pesados y livianos
K13 = 10 + 20 M − 3, 3lg
f
dB; min10 dB
fk
K 24 = 3, 0 − 14,1M + 5, 7 M 2 dB;
Unión en cruz de elementos pesados y livianos
K12 = 10 + 10 M + 3, 3lg
fK = 500 Hz
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f
dB ( = K 23 )
fK
m2
> 3; 0 dB octava
m1
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Figura 4. Ilustración de ensayo de medida
Figura 6. Tiempo de reverberación estructural en
diferentes posiciones del transductor para una de las
medianeras de la maqueta de hormigón
Figura 7. Comparación de los valores globales
de los diferentes caminos de transmisión
experimentales y empíricos
Figura 5. Evolución de la diferencia de niveles de
velocidad con la frecuencia, para los diferentes caminos
estudiados de la conción en cruz rígida
El simple es un forjado con suelo flotante y pavimento
de 30 cm, la masa de carga del forjado base de 350
kg/m 2. El elemento doble es ladrillo panal enlucido por
una de sus caras y ladrillo de gran formato del 7, de
masa 230 kg/m 2. Como cuestión importante, ya que
hay un suelo flotante instalado, se han usado para
la predicción del índice de reducción vibracional dos
hipótesis: considerar la unión sin elemento elástico y
considerarla con elemento elástico. Si se sigue la UNEEN 12354-1 la fórmula válida es la de unión rígida.
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Del Rey, R. - Alba, J. - Ramis, J. - Bertó, L.
[
páginas: 75 - 86
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Figura 8. Valores globales experimentales y empíricos
para el esquema de Unión T
Unión en T. Panal+LGF7/
Suelo Flotante
A continuación se muestran también resultados en la
Figura 10 para una configuración en cruz de doble
placa de yeso laminado y un material de amortiguación
de alta densidad, lana mineral dentro de la cavidad de
250 mm de espesor. Se muestran dos ensayos en dos
plantas distintas, a y b.
3.4Unión en T con elementos livianos
Se presenta por último en la Figura 11 una unión
continua rígida en T de elemento entramado autoportante simple con elemento homogéneo simple
con revestimiento (techo). El elemento simple es un
forjado (techo) con suelo flotante y pavimento de 30
cm y masa de 350 kg/m 2. El elemento autoportante
es entramado simple, de masa 25 kg/m 2.
4. Discusión
3.3Unión en cruz con elementos livianos
En este caso se muestra el resultado en la Figura 9 de
una configuración en cruz con tabiquería seca de doble
placa de yeso laminado (13+15) a cada lado y en un
perfil de 63 mm, lana de roca en el interior, en vertical.
En el momento de las medidas, esta tabiquería está
colocada sobre la capa de mortero a falta de colocar
el acabado. La parte horizontal es forjado de canto
30 cm con suelo flotante compuesto por una lámina
de impacto de 5 mm de espesor y 5 cm de capa de
mortero. Se muestran los resultados para el piso 2 y
el piso 3 de una vivienda de tres plantas.
Una vez mostrados algunos resultados de diferentes tipologías de unión, se pueden comentar ciertas
cuestiones.
Figura 10. Valores globales experimentales y
según ecuaciones empíricas para los diferentes
caminos estudiados
Unión en Cruz
Configuracion a
Figura 9. Valores globales experimentales y empíricos
para el esquema de unión cruz con elementos livianos
Unión en Cruz
Yeso con lana/Suelo flotante
Unión en Cruz
Configuracion b
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En primer lugar, si se analizan los resultados resumidos
en la Figura 7, se puede observar que existe cierta
coincidencia entre los valores del índice de reducción
vibracional medido, y los obtenidos mediante el uso
de fórmulas empíricas. Parece que en este tipo de
uniones, las expresiones empíricas se ajustan relativamente bien y que podrían usarse para la obtención
de este parámetro. Si se analiza el caso de unión en T
rígida resumido en la Figura 8, aunque la norma UNEEN 12354-1 indica que no se tiene en cuenta el suelo
flotante en los cálculos, los ensayos evidencian que en
caminos donde la transmisión pasa por esos suelos, se
ajusta mejor la predicción si se usan las fórmulas con
elementos elásticos insertados.
Figura 11. Valores globales experimentales y
según ecuaciones empíricas para los diferentes
caminos estudiados
Unión en T.
Entramado Autoportante/
Techo simple con revestimiento
También hay mucha diferencia en el caso de tipologías
con doble ladrillo (Figura 9). La UNE-EN 12354-1 nos
indica que las masas se suman en una única masa total
para hacer los cálculos y parece que eso no es adecuado para este tipo de tipologías. El CSTB [15] y otros
laboratorios están estudiando fórmulas más precisas.
Respecto a las uniones con elementos livianos, si se
analiza la Figura 10, puede verse que no se ajustan
a los ensayos las fórmulas que nos ofrece la UNE-EN
12354-1 para unir elementos pesados y livianos. Sin
embargo, en la Figura 11, donde todos los elementos
son livianos, los ajustes son bastante buenos.
Por tanto, sí que se observa que un buen ajuste en
algunos casos, pero no en otros. En la Figura 12 se
añaden unas fotografías tomadas en obra, para justificar también algunas desviaciones. Se pueden ver
cómo ciertos defectos de obra se ocultan sobre todo
en caso de índices de reducción vibracional bajo.
En segundo lugar es conveniente tratar la utilidad de
índice de reducción vibracional. Si se dispone de valores de ensayo, como en este caso, podemos observar
qué camino es el más débil. En la Figura 7 se ve claramente cómo el camino “Medianera-Medianera” es
el más débil, y por tanto el que tenemos que estudiar
y mejorar.
Figura 12. Fotografías de detalle de algunas obras
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En la Figura 8, los resultados medidos son elevados y con
poca diferencia. Por tanto, si la elección de materiales ha
sido adecuada, esta solución es robusta. En la Figura 9
se ve un debilitamiento claro en el camino 2-4, que
debe ser estudiado. Ocurre lo mismo en la Figura 10,
en el camino 1-4. Por último, la solución mostrada en la
Figura 11 es robusta como se ve en sus valores.
5. Conclusiones
Como conclusión final, puede indicarse que para poder
estudiar la influencia de las transmisiones laterales
en el valor del aislamiento acústico global de todo
el conjunto constructivo es conveniente estudiar con
detenimiento el índice de reducción de vibraciones,
K ij. Si es posible, de forma experimental, y si ello no
es factible, de forma empírica. En este trabajo se ha
propuesto un procedimiento de ensayo para determinar este parámetro “in situ”.
En los modelos que se describen en la norma UNE
EN 12354-1 se obtiene un valor estimado mediante
páginas: 75 - 86
libro construccion.indb 85
]
diferentes expresiones empíricas. Se ha visto coincidencia en algunos casos, pero no en otros. Esto es
debido a varias cuestiones: la aparición de defectos
de obras ocultos en muchos casos que no modelables
de forma sencilla, o que, las aproximaciones que se
hacen en la UNE-EN 12354-1, al incluir suelos flotantes, revestimientos, elementos elásticos no ajustados
exactamente a las expresiones empíricas estas fórmulas
necesitan revisarse.
Por último destacar que la determinación del índice
de reducción vibracional “in situ” podría ayudar a la
búsqueda de puentes acústicos y que al mismo tiempo
sería conveniente ampliar el número de expresiones
empíricas para este parámetro, añadiendo más casos.
Agradecimientos
Este trabajo ha sido financiado por el Ministerio de
Educación y Ciencia. DG RESEARCH (BIA2007-C02-01
y BIA2007-C02-02) y por el Ministerio de Ciencia e
Innovación (BIA2010-17723).
Del Rey, R. - Alba, J. - Ramis, J. - Bertó, L.
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Referencias
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for Community Noise”. http://www.who.int/docstore/
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aislamiento acústico en viviendas y edificios de nueva
construcción. Revista de la Construcción. Vol. 7, nº 1,
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3. Alba J., Ramis J., Escuder E., Bertó L. Airborne Sound
Insulation of Hollow Brickwork. Building Acoustics. Vol.
33, nº 3, 231-267 (2007).
4. Minvu 2007. Listado Oficial de Soluciones Constructivas
para Aislamiento Acústico. Obtenido el 4 de noviembre de
2010. http://www. minvu.cl/opensite_20070611111640.
aspx#
5. REAL DECRETO 1371/2007, de 19 de octubre, por
el que se aprueba el documento básico «DB-HR
Protección frente al ruido» del Código Técnico de la
Edificación y se modifica el Real Decreto 314/2006, de
17 de marzo, por el que se aprueba el Código Técnico
de la Edificación
edificaciones a partir de las características de sus
elementos. Parte 2: Aislamiento acústico a ruido de
impactos entre recintos
10. UNE-EN ISO 10848-1:2007. Acústica. Medida en laboratorio
de la transmisión por flancos del ruido aéreo y del ruido
de impacto entre recintos adyacentes. Parte 1: Documento
marco. (ISO 10848-1:2006)
11. U NE-EN ISO 10848-2:2007. Acústica. Medida
en laboratorio de la transmisión por flancos del
ruido aéreo y del ruido de impacto entre recintos
adyacentes. Parte 2: Aplicación a elementos ligeros
cuando la unión tiene una influencia pequeña. (ISO
10848-2:2006)
12. Alba, J., Ramis, J., Escuder, E., del Rey, R. Effect of
the estimation of the wall/floor junction type on the
acoustic isolation.Acoustics’08. Paris. 29 Junio-4 Julio
2008.
13. Barbaresi Luca, Sempreni Giovani. Laboratoty
measurements of the flanking transmission for brick
wall junctions. 19th International Congress on acoustics.
Ica 2007 Madrid. 2007
6. Meza, L. Recuero, M. Modelo simplificado de valoración
de aislamiento acústico de viviendas frente a ruido exterior.
Revista de la Construcción. Vol. 6, nº 2, 16-25 (2007)
14. Del Rey Tormos, Romina; Alba Fernández, Jesús; Ramis
Soriano, Jaime; Escuder Eva. Nuevas fórmulas empíricas
para la obtención del índice de reducción vibracional
de uniones con suelos flotantes. Congreso de Métodos
Numéricos en Ingenieria . Barcelona.2009.
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ruido aéreo en acristalamientos de vidrio. Boletín de la
Sociedad Española de Cerámica y Vidrio. Vol. 46, nº 4,
197-204 (2007)
15. Centre Scientifique et Tecnique du Batiment. (CSTB).
http://www.cstb.fr
8. UNE EN 12354-1:2000 Acústica de la edificación.
Estimación de las características acústicas de las
edificaciones a partir de las características de sus
elementos. Parte 1: Aislamiento acústico a ruido aéreo
entre recintos.
9. UNE EN 12354-2:2001 Acústica de la edificación.
Estimación de las características acústicas de las
86 ]
libro construccion.indb 86
Revista de la Construcción
Volumen 11 No 1 - 2012
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16. Hopkins, C. Measurement of the Vibration Reduction
Index, Kij on Free-Standing Masonry Wall Constructions.
Building Acoustics, Vol. 6, Nº 3-4, 235-257 (1999)
17. Crispin C., Ingelaere B., Van Damme M., Wuyts,
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With Flexible Interlayers. Building Acoustics, Vol. 13,
nº 2, 99-111 (2006)
Del Rey, R. - Alba, J. - Ramis, J. - Bertó, L.
[
páginas: 75 - 86
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Influencia de la
temperatura y tipo
de mezcla asfáltica en
el comportamiento a
fatiga de los pavimentos
flexibles
Effect of temperature and
asphalt mixture type on
the fatigue behaviour of
flexible pavements
Autores
VALDÉS, G. Universidad de la Frontera,
[email protected]
Temuco, Chile
PÉREZ-JIMÉNEZ, F. Universidad Politécnica de Cataluña,
[email protected]
Barcelona, España
MARTÍNEZ, A. Universidad Politécnica de Cataluña,
[email protected]
Barcelona, España
Fecha de recepción
31/01/2012
Fecha de aceptación
09/04/2012
páginas: 88 - 101
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Valdés, G. - Pérez-Jiménez, F - Martínez, A.
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Resumen
Este artículo presenta un estudio experimental y analítico destinado a analizar la durabilidad de los pavimentos
flexibles frente al fallo de fisuración
por fatiga. Se evalúan las variables de
temperatura ambiente, tipo de granulometría y ligante asfáltico utilizado
en la fabricación de la mezcla. La fase
experimental ha consistido en determinar el comportamiento a fatiga de una
serie de mezclas asfálticas comúnmente
utilizadas en capas de base, unas rígidas y otras más flexibles, con distintas
granulometrías, las cuales son evaluadas a las temperaturas de 20ºC y 5ºC,
para simular el comportamiento de los
pavimentos en diferentes estaciones
climáticas. Se presenta un análisis de
la vida a fatiga de una estructura de
pavimento flexible utilizando las leyes
de fatiga y los módulos dinámicos, ambos obtenidos experimentalmente. Para
este análisis, en función de las variables
evaluadas en este estudio, se ha realizado una modelación elástica multicapa de la estructura de pavimento con
la finalidad de determinar los estados
tensionales y de deformación requeridos para determinar la durabilidad
a fatiga de la estructura bajo análisis.
Los resultados obtenidos en este trabajo señalan que las mezclas con mayor
contenido de finos en su granulometría
presentan un mejor comportamiento
frente al fallo por fisuración por fatiga, independiente del tipo de ligante y
temperatura evaluada. Además se pudo
establecer para las mezclas evaluadas
que existe una mayor influencia en la
vida a fatiga de pavimento por parte del
aumento de la rigidez de las mezclas
asfálticas en relación a la pérdida de la
capacidad de deformación producida
tanto por efectos de disminución de
temperatura como por la utilización de
ligantes más viscosos.
Palabras clave: Pavimentos asfálticos, fallo por fatiga, fisuración.
Abstract
This article presents an experimental
and analytical study to evaluate the
fatigue behavior of flexible pavements.
Variables as temperature, gradation and
asphalt binder type used in the asphalt
mixture are evaluated. An experimental
phase is carried out to evaluate the
fatigue behavior of different types
of asphalt mixtures. These mixtures
are usually used in base layers of
flexible pavements. Test temperatures
considers 20ºC and 5ºC to simulate
the pavements behavior in different
seasons. Fatigue behavior of a pavement
structure is evaluated through fatigue
laws and dynamic modulus, both are
obtained experimentally. Multilayer
elastic modeling is used to determine
the stress and deformation states
necessary to determine the fatigue
life of the pavement structure under
analysis. The results show a better
fatigue performance of the pavement
structure when higher fines content
in the gradation are used in asphalt
mixtures, regardless of binder type and
temperature. Also, this research shows
that the increased stiffness of asphalt
mixtures has greater influence on the
fatigue life of pavement than the loss
of the ability to deform because of
temperature decrease and use of more
viscous binders.
Keywords: Asphalt pavement, fatigue distress, cracking.
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libro construccion.indb 88
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1. Introducción
Los principales agentes solicitantes de los pavimentos
son las cargas generadas por el tráfico y las condiciones ambientales a las que está expuesto el pavimento
durante su puesta en servicio.
El tráfico solicitante es un factor de primera importancia a la hora de determinar o predecir el daño en
el tiempo que sufrirá un pavimento en un periodo
dado. Sin embargo, la caracterización de las solicitaciones producidas por el tráfico sobre los pavimentos
es bastante compleja, debido no solo a la variabilidad
y periodicidad de los vehículos que lo solicitan, sino
también a las interacciones vehículo-pavimento y velocidades de circulación que producen fenómenos con
solicitaciones adicionales a las propias cargas estáticas
de los vehículos (Brown et al., 2001).
Por otra parte, las solicitaciones medioambientales
tienen también una gran influencia en el comportamiento mecánico del pavimento. La temperatura
es considerada uno de los agentes ambientales que
influyen de manera directa en el comportamiento de
los pavimentos, modificando su rigidez, debido a las
características termoplásticas del material que constituye las capas asfálticas de los pavimentos flexibles.
A medida que aumenta la temperatura, las capas del
pavimento asfáltico se vuelven menos rígidas y cuando disminuye se incrementa la rigidez de estas capas
(Roberts et al., 1996). Este efecto se aprecia en mayor
grado en las capas de rodadura, generando estados
tensionales de origen térmico que se superponen a los
generados por la acción del tráfico, lo que trae consigo un efecto en la durabilidad de la estructura (Pérez
et al., 2011). Sin embargo, a medida que la capa de
mezcla se encuentra más profunda, como es el caso
de las capas de base de mezcla asfáltica, las tensiones
térmicas tienen un efecto despreciable en los estados
tensionales del pavimento, influyendo la temperatura
prácticamente solo en la rigidez de la mezcla (Nesnas
y Nunn, 2004).
Consecuentemente el efecto de la matriz de áridos que
conforma el esqueleto mineral de las mezclas asfálticas
tiene un papel importante en la respuesta mecánica de
las mezclas asfálticas frente a los fallos producidos por
las solicitaciones de tráfico y medioambientales. Existe
una influencia directa de la granulometría utilizada en
el comportamiento del esqueleto mineral de las mezclas frente a las solicitaciones de carga, puesto que de
acuerdo a su granulometría, estas aportan a la mezcla
una rigidez diferente, y un comportamiento más o
menos resistente a fallos por fisuración (Jagliardo,
2003, Myers et al., 1998).
páginas: 87 - 100
libro construccion.indb 89
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Otro aspecto considerado en la durabilidad de las
estructuras de pavimento, y que tiene un efecto en el
módulo de rigidez de sus capas, es el ligante asfáltico
utilizado en la fabricación de la mezcla. Un ligante de
mayor viscosidad o dureza permite conseguir mezclas
más rígidas, pero a su vez más frágiles, mientras que
un ligante de menor viscosidad o dureza, permite obtener mezclas más flexibles, pero menos rígidas (Pérez
y Bardesi, 2006).
Tal como se ha señalado en los puntos anteriores,
existe una importante influencia de temperatura ambiente en la rigidez de las capas asfálticas, y además,
la granulometría y ligante utilizado en la fabricación
de las mezclas influyen en el comportamiento y durabilidad de éstas.
En este contexto, uno de los deterioros en los pavimentos asfálticos más frecuentes que afectan la
durabilidad de éstos, es el fallo por fatiga, también
conocido como piel de cocodrilo, que se observa en
la Figura 1. Este tipo de fallo ocurre generalmente en
áreas del pavimento sujeta al impacto de numerosas
y repetidas cargas por tráfico, principalmente en la
zona de rodada de la calzada, en la cual la mezcla
asfáltica de la capa inferior o capa de base asfáltica de
la estructura, sufre un fatigamiento o pérdida paulatina de sus propiedades estructurales, producto de las
cargas reiteradas que generan estados de tensiones
y deformaciones en su fibra inferior (FHWA, 2003).
El fallo por fisuración por fatiga en las mezclas asfálticas es motivo de discusión en la literatura, puesto
que existen investigadores que señalan que las mezclas
más rígidas, sobre todo cuando éstas están expuestas
a bajas temperaturas, se comportan con demasiada
fragilidad, siendo más susceptibles a una fisuración
rápida y brusca en condiciones de carga que la lleven a
una deformación levemente mayor que la admitida. Sin
embargo, las mezclas más dúctiles soportan mayores
deformaciones, y por ende, son menos susceptibles a
fisurarse a fatiga. Por otra parte, otras investigaciones
indican el mejor comportamiento a fatiga de mezclas
rígidas, cuando se utilizan en estructuras de pavimento
en las capas intermedias y de base, o bien, cuando se
utilizan en estructuras para tráfico liviano (Malan et al.
1989; Kandal y Parker, 1998; García et al., 2009; Pérez
y Bardesi, 2006; Jajliardo, 2003).
Tradicionalmente, el comportamiento a fatiga ha sido
y sigue siendo un motivo de estudio en las mezclas
asfálticas y se ha representado por medio de una ley de
fatiga, la cual se determina a través de los parámetros
resultantes de ensayos cíclicos, aplicando un determinado criterio de fallo. La importancia de la ley de
fatiga radica en que es una herramienta fundamental
Valdés, G. - Pérez-Jiménez, F - Martínez, A.
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Figura 1. Tensiones y deformaciones producidas por cargas de tráfico en las capas
asfálticas del pavimento y pavimento fisurado severamente por fatiga
Fuente: Racanel et al., 2009; Pavement Tools Consortium
en el dimensionamiento de estructuras de pavimento
mediante los actuales métodos de diseño mecanicistas.
De acuerdo a lo anterior, el presente artículo de investigación presenta un estudio experimental junto con
un análisis de sus resultados, que aporta respuestas a
las discusiones planteadas en la literatura. Los resultados obtenidos en laboratorio han sido utilizados y
modelados en un sistema multicapa elástico de diseño
mecanicista de pavimentos con el objetivo de evaluar
la influencia que tienen las variables de temperatura
ambiente, granulometría y tipo de ligante utilizado
en la mezcla, en la durabilidad al fallo por fatiga en
estructuras de pavimentos asfálticos, centrando el
análisis de estas variables en mezclas utilizadas en
capas de base asfáltica, las que son más susceptibles
al fallo por fatiga, tal como se observa en la Figura 1.
2. Enfoques de análisis del deterioro
por fatiga en mezclas asfálticas
En ingeniería, y en especial, en la ciencia de materiales, la fatiga de materiales se refiere a un fenómeno
por el cual la rotura de los materiales bajo cargas
dinámicas cíclicas se produce ante cargas inferiores
a las cargas estáticas que producirían la rotura, es
decir, el fenómeno de fatiga está asociado al deterioro
que se produce en un material a consecuencia de la
aplicación de cargas repetidas con una magnitud muy
inferior a la resistencia máxima que puede soportar
el material.
90 ]
libro construccion.indb 90
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Uno de los criterios más ampliamente utilizados en
la caracterización del comportamiento a fatiga de
las mezclas asfálticas ensayadas en laboratorio, es
el criterio clásico. Este criterio considera la rotura de
la probeta cuando la rigidez de la mezcla alcanza la
mitad del valor que tenía inicialmente. Para ensayos
controlados por deformación o desplazamiento, la
rotura o fallo de la probeta se producirá en el ciclo
en que la carga inicial, F0, se reduzca a la mitad de
la misma, F0/2, tal como se observa en la Figura 2a.
La ley de fatiga tiene por objeto caracterizar el comportamiento de una determinada mezcla asfáltica
sometida a una carga cíclica y es obtenida a partir
del ensayo de múltiples probetas a diferentes niveles de desplazamiento y/o deformación controlada.
Cada ensayo entrega un punto dentro de la ley de
fatiga de la mezcla asfáltica, tal como se observa en
la Figura 2b. Esta última se determina relacionando
las deformaciones máximas iniciales producidas en el
centro de la probeta, con el número de ciclos necesarios para reducir la rigidez de la probeta a la mitad,
obteniendo pares de valores correspondientes a varios
ensayos a diferentes amplitudes de desplazamiento,
que permiten definir la ley de fatiga en deformación
con control en desplazamiento.
Estudios llevados a cabo en el Laboratorio de Caminos
de la Universidad Politécnica de Cataluña mediante
una serie de ensayos a fatiga, entre los que se encuentran el ensayo a flexotracción en tres puntos,
han permitido establecer un nuevo criterio de fallo
por fatiga llamado (Pérez et al., 2007). Los resultados
Valdés, G. - Pérez-Jiménez, F - Martínez, A.
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Figura 2. a) Criterio clásico de fallo por fatiga. Ensayo controlado por desplazamiento.
b) Ley de Fatiga en ensayos de desplazamiento controlado en mezclas asfálticas
Fuente: Racanel et al., 2009; Pavement Tools Consortium
obtenidos de la aplicación de estos ensayos en su
modalidad dinámica han puesto de manifiesto que
en un ensayo de fatiga a tensión o desplazamiento
controlado, al ir aumentando el número de ciclos
aumenta la deformación producida y existe un nivel
de deformación a partir del cual el proceso de fatiga
se propaga rápidamente (), independientemente del
estado de tensiones a que ha estado sometida la
probeta durante su proceso de fatiga, tal como se
observa en la Figura 3. Lo anterior se traduce en que
Figura 3. Evolución de la deformación unitaria con el número de ciclos de carga. Ensayo de fatiga a flexotracción
Fuente: Pérez et al., 2007.
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Valdés, G. - Pérez-Jiménez, F - Martínez, A.
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si se aplica una tensión grande, la deformación inicial
producida será mayor y ésta irá aumentando en cada
aplicación de carga hasta llegar a la que es cuando el
proceso de fatiga acelerará hasta la rotura del material.
Por otra parte, si se aplica una carga pequeña esta
deformación será menor, pero aumentará igualmente
en cada aplicación de carga hasta un nivel de deformación igual al caso anterior (deformación crítica), a
partir del cual la fisura progresa rápidamente hasta la
rotura del material.
de base asfáltica de estructuras de pavimento. Estas
fueron las correspondientes a las tipos gruesas y semidensas, con un tamaño máximo del árido de 20 mm,
denominadas G-20 y S-20, respectivamente (Tabla 1).
Ambas mezclas se fabricaron con ligantes asfálticos de
diferente dureza, un ligante de penetración 60/70 dm,
utilizado generalmente en mezclas convencionales, y
un ligante de penetración 13/22 dm, utilizado más frecuentemente en mezclas de módulo elevado, Tabla 2.
3.2Ensayo a fatiga
3. Descripción del estudio experimental
El plan de trabajo experimental se desarrolló con la
finalidad de analizar el comportamiento de mezclas
asfálticas, comúnmente utilizadas en capas de base
de estructuras de pavimento, respecto a las variables:
temperatura ambiente, granulometría y tipo de ligante
asfáltico utilizado en la mezcla. Los resultados obtenidos de la fase experimental fueron analizados y se utilizaron en la modelación de estructuras de pavimento
con la finalidad de realizar un análisis de sensibilidad
respecto de cómo estas variables evaluadas afectan en
la durabilidad a fatiga de las estructuras de pavimento.
3.1. Materiales utilizados
Las mezclas asfálticas evaluadas en este estudio experimental se fabricaron con las granulometrías de áridos
especificadas en la normativa española para capas
El procedimiento para determinar el comportamiento a
fatiga de las mezclas evaluadas en la fase experimental
fue el que se encuentra recogido en la actual normativa europea UNE-EN 12697-24 en el anexo C. Este
método caracteriza el comportamiento de las mezclas
asfálticas sometidas a una carga cíclica, en un ensayo
de fatiga por flexión en tres puntos, utilizando probetas prismáticas. El procedimiento consiste básicamente
en someter una probeta prismática, apoyada en sus
extremos y sujeta en su centro, a un desplazamiento
de éste que varía con el tiempo según una función
sinusoidal, de forma: D = Do sen (2πFt), hasta el fallo
de la probeta, como se observa en la Figura 4.
Para la realización del ensayo se utiliza una prensa
servohidráulica de alta precisión MTS (Material Testing
System) que dispone de una cámara ambiental capaz
de controlar la temperatura con una precisión de ±1ºC
y un equipo de adquisición de datos.
Tabla 1. Granulometrías de mezclas utilizadas en el estudio experimental
Tamaño Tamiz UNE
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libro construccion.indb 92
Mezcla S-20
Banda inf.
Banda sup.
25
100
100
20
80
95
12,5
64
8
Mezcla G-20
banda inf.
banda sup.
PASA (%)
100
100
100
87,5
75
95
75
79
71,5
55
75
55
50
66
58
40
60
40
4
35
50
42,5
25
42
25
2
24
38
31
18
32
19
0,5
11
21
16
7
18
10
0,25
7
15
11
4
12
7
0,125
5
10
7,5
3
8
6
0,063
3
7
5
2
5
5
Revista de la Construcción
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]
PASA (%)
100
Valdés, G. - Pérez-Jiménez, F - Martínez, A.
[
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19-06-12 23:21
Tabla 2. Propiedades de los ligantes empleados en la fase experimental de la investigación
Características del asfalto
Unidad
Penetración (25ºC; 100 g; 5s)
0,1 mm
B13/22
B60/70
17
64
Índice de penetración
–
0,1
–0,2
Punto de reblandecimiento anillo y bola
ºC
67,3
51,7
Punto de fragilidad Fraass
ºC
–5
–17
Ductilidad a 25ºC
cm
15
>100
Viscosidad dinámica 60ºC
(Pa,s)
4 551
367
Viscosidad dinámica 135ºC
(Pa,s)
1,92
0,56
%
0,35
0,5
Residuo RTFOT
Pérdida de masa
Penetración (25ºC; 100 g; 5s)
% p,o,
10
32
Incremento en el punto de reblandecimiento
ºC
7,5
Ductilidad a 25ºC
cm
7
9,6
50
Figura 4. Ensayo de fatiga de viga a flexotracción en tres puntos.
El módulo dinámico en un determinado ciclo se define
como el cociente entre la amplitud cíclica de la función
tensión y la amplitud cíclica de la función deformación.
La amplitud cíclica de una función en un ciclo es el
valor absoluto de la diferencia entre su valor máximo y
su valor mínimo en ese ciclo. Este parámetro se calcula
mediante la Ecuación 1.
páginas: 87 - 100
libro construccion.indb 93
]
Para la obtención de la ley de fatiga se consideran
los pares de valores: mitad de la amplitud cíclica de
la función de deformación en el ciclo número 200,
½[εc(200)], y el número total de ciclos aplicados (N).
Luego, mediante una aproximación por mínimos cuadrados se obtiene la ley de fatiga, Ecuación 2.
Valdés, G. - Pérez-Jiménez, F - Martínez, A.
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MD = σc εc (1)
de las mezclas asfálticas G-20 y S-20, fabricadas con
ligantes de diferente dureza y evaluadas a distintas
temperaturas. Los ensayos experimentales de fatiga se
efectuaron a las temperaturas de 5 y 20ºC, representándose así a dos diferentes condiciones ambientales
estacionales representativas de un clima mediterráneo
a las que puede estar sometida una estructura de pavimento durante su periodo en servicio. En la Tabla 3
se observa un esquema de las variables analizadas en
esta fase experimental.
Donde,
MD: Módulo dinámico, MPa.
σc : Amplitud cíclica del esfuerzo, MPa.
εc : Amplitud cíclica de la deformación.
ε = A ⋅ N − b (2)
Donde,
Deformación unitaria inicial.
Número de aplicaciones de carga hasta el fallo
por fatiga.
A, b:Parámetros de la ley de fatiga dados por la regresión lineal realizada.
ε:
N:
3.3Plan experimental
El plan de trabajo propuesto para la fase experimental,
consistió en el estudio del comportamiento a fatiga
4. Análisis de resultados experimentales
4.1Análisis del comportamiento a fatiga de las
mezclas evaluadas
La evolución del módulo dinámico con los ciclos de
aplicación de carga, para la temperatura de 20ºC,
se representa en la Figura 5a. Como puede observarse, las mezclas más rígidas, confeccionadas con
el ligante de penetración 13/22 dm, presentan módulos dinámicos iniciales entre 7.500 y 11.500 MPa,
Tabla 3. Variables analizadas en ensayo de fatiga a flexotracción
Tipo de Mezcla
Contenido de ligante (%)
s/a
S-20
G-20
Tipo de ligante utilizado
Temperatura de ensayo (ºC)
5
B60/70
B13/22
20 y 5
5
B60/70
B13/22
20 y 5
Figura 5. Ensayo a fatiga a flexotracción, mezcla G-20, T= 20ºC. a) Evolución módulo dinámico. b) Deformación crítica
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muy superiores a los de la mezcla más deformable,
fabricada con el ligante B60/70, que obtuvo valores
cercanos a los 2.500 MPa. Asimismo, se observa que
las curvas de evolución del módulo dinámico muestran un rápido descenso a partir del ciclo en que
la probeta alcanza el valor de deformación crítica,
ilustrado en la Figura 5b. Adicionalmente, se aprecia
que las pendientes de las curvas de evolución del
módulo dinámico son mayores para las mezclas más
rígidas; en cambio, para la mezcla más deformable,
fabricada con el ligante de penetración 60/70 dm,
la pendiente es más tendida, presentando una degradación más paulatina.
En la Figura 6b se representa la evolución de la deformación unitaria con respecto a los ciclos de carga
para el ensayo a fatiga realizado a la temperatura
de 5ºC. Ambas mezclas, la más rígida fabricada con
el ligante de penetración 13/22 dm y la más flexible
fabricada con el ligante de penetración 60/70 dm,
presentan una baja deformación inicial, siendo mayor la de la mezcla fabricada con el ligante de mayor
penetración. A su vez, el valor de deformación crítica
para ambas mezclas se reduce respecto a sus símiles
ensayadas a 20ºC, observándose así una pérdida,
por parte del material, de su capacidad de admitir
deformación. En relación a la evolución del módulo
dinámico representado en la Figura 6a, se puede observar, al igual que en el ensayo de fatiga realizado a
20ºC, un rápido descenso a partir del ciclo en el que
la probeta alcanza la deformación crítica, y que sus
valores iniciales son mayores en la mezcla fabricada
con el ligante de menor penetración, B13/22, lo que
demuestra la alta fragilidad de este tipo de mezcla a
bajas temperaturas, con respecto a la fabricada con
el ligante de mayor penetración, B60/70.
4.2Leyes de fatiga
Las leyes de fatiga de las mezclas evaluadas fueron
obtenidas relacionando la deformación máxima inicial
producida en el centro de la probeta con el número de
ciclos necesario para reducir la rigidez o módulo a la
mitad de su valor inicial. Con esto, se obtuvieron pares
de valores correspondientes a diferentes amplitudes de
desplazamiento aplicados a cada una de las probetas,
permitiendo así, una vez trazada la línea de tendencia
para los diferentes pares de valores, obtener la ley de
fatiga con control de desplazamiento para cada una de
las mezclas evaluadas a diferentes temperaturas. Los
resultados obtenidos en la fase experimental para las
mezclas fabricadas con los ligantes de alta y baja viscosidad, B13/22 y B60/70, evaluadas a las temperaturas
de 5 y 20ºC se pueden observar en las Figuras 7 y 8,
clasificándose por tipo de mezcla, gruesa y semidensa,
respectivamente.
La influencia de la temperatura de ensayo, evaluada
en las mezclas G-20 y S-20, muestra una respuesta
muy similar en ambos tipos de mezcla, Figuras 7 y 8.
Cuando éstas fueron fabricadas con el ligante de mayor penetración, B60/70, se observa una clara pérdida
de capacidad de deformación, entre las temperaturas
de 20 y 5ºC, puesto que para igual número de ciclos,
es la mezcla ensayada a 20ºC la que admite una mayor
deformación. Sin embargo, las mezclas fabricadas con
el ligante de menor penetración, B13/22, debido a su
Figura 6. Ensayo a fatiga a flexotracción, mezcla S-20, T= 5ºC.
a) Evolución módulo dinámico. b) Deformación crítica
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Figura 7. Leyes de fatiga mezcla gruesa tipo G-20 a 5 y 20ºC, ligantes de penetración 13/22 y 60/70 dm
Figura 8. Leyes de fatiga mezcla semidensa tipo S-20 a 5 y 20ºC, ligantes de penetración 13/22 y 60/70 dm
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alta rigidez, presentan una menor diferencia entre los
valores de deformación a igual número de ciclos, para
las dos temperaturas evaluadas.
Adicionalmente, en las figuras se observa que aquellas
mezclas que obtuvieron un mayor módulo dinámico,
S-20 B13/22 y G-20 B13/22 a 5ºC, fueron las que obtuvieron una menor pendiente de la ley de fatiga, parámetro “b” de la ley de fatiga, siendo más susceptibles
en su vida a fatiga frente a pequeñas deformaciones.
De manera opuesta, las mezclas que obtuvieron los
menores valores de módulo dinámico, S-20 B60/70 y
G-20 B60/70, fueron las que obtuvieron una mayor
pendiente en la ley de fatiga.
Por otra parte, las mezclas fabricadas con el ligante de
mayor penetración B60/70 y ensayadas a 20ºC obtuvieron un mayor valor en el parámetro “A” de la ley
de fatiga (o deformación en el ciclo 1 del ensayo de
fatiga) que las mezclas fabricadas con el ligante más
duro, B13/22, ensayadas a la misma temperatura. Esto
indica la mayor deformación inicial de estas mezclas. A
su vez, aquellas ensayadas a 5ºC presentaron un comportamiento frágil, con un bajo valor del parámetro
“A” de la ley de fatiga.
5. Evaluación de la vida a fatiga de
estructuras de pavimento
5.1Cálculo analítico de la vida a fatiga de diferentes
secciones estructurales
Se han desarrollado numerosos códigos computacionales que permiten modelar el comportamiento de
las estructuras de pavimentos mediante un análisis
multicapa elástico de los materiales que las componen.
Entre ellos están KENLAYER, DARWIN, AASHTO, ECÓROUTE y BISAR 3.0, entre otros. El código que ha sido
empleado en ente estudio es el BISAR 3.0. Los parámetros de diseño utilizados fueron los correspondientes al
eje equivalente en el dimensionamiento de pavimentos
por métodos mecanicistas:
– Eje simple de 80 kN
– Carga vertical de una rueda gemela 20 kN
– Área circular equivalente de radio 10,5 cm
La estructura considerada para el análisis está compuesta por una capa base de mezcla asfáltica de
15 cm, 25 cm de una base granular chancada estabilizada y una explanada o subrasante con un CBR≥10%,
tal como se ilustra en la Figura 9. Además, con la
finalidad de disminuir posibles efectos de tensiones
térmicas se consideró en este análisis una capa de rodadura de 4 cm compuesta por una mezcla tipo SMA
(Stone Mastic Asphalt), cuyos módulos fueron medidos
experimentalmente (Pérez y Valdés, 2009). En esta estructura variaron las condiciones de la mezcla asfáltica
de capa de base, puesto que es la solicitada a fatiga.
Estas variaciones se realizaron según los resultados
obtenidos en la fase experimental en las diferentes
mezclas, de acuerdo a su granulometría (densa o semidensa), temperatura (20 y 5ºC) y ligante utilizado
(B60/70 y B13/22). Como resultado se pudo comparar
la influencia de estas variables en el comportamiento o
vida a fatiga de la estructura de pavimento analizada.
Los parámetros críticos considerados en el análisis
a fatiga de las secciones de la estructura evaluada
fueron el colapso por compresión de la explanada o
subrasante y el fallo por tracción en la capa asfáltica
de base. El fallo de la explanada o subrasante está
relacionado con la deformación vertical que llega a la
coronación de la estructura. El segundo fallo a evaluar
Figura 9. Estructura de pavimento a evaluar con los parámetros de diseño
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es el que se produce por efectos de fatiga en la capa
asfáltica de base, y está relacionado con las tensiones
y deformaciones tangenciales desarrolladas producto
de las repetidas cargas del tráfico en la fibra inferior
de esta capa.
Para el análisis de las capas asfálticas de base se utilizaron los módulos dinámicos y las leyes de fatiga obtenidas experimentalmente ilustradas en las Figuras 7
y 8, dependiendo del tipo de mezcla, ligante utilizado
y temperatura de ensayo. Mientras que para el análisis de la explanada o subrasante, se utilizó la ley de
fatiga propuesta por Edwards y Valkering, señalada
en la Ecuación 3.
N = 6,146 ⋅ 10 −7 ⋅ ε −z 4 (3)
Donde,
N: Número de ciclos de carga admisibles.
ε z:D e f o r m a c i ó n v e r t i c a l p o r c o m p re s i ó n d e l a
subrasante.
5.2Análisis de resultados del cálculo analítico de la
vida a fatiga
El efecto de las variables temperatura ambiente,
granulometría de la mezcla y tipo de ligante en la
vida a fatiga de una estructura de pavimento flexible
se puede observar en la Tabla 4 y Figura 10. Para ello
se evaluó la resistencia a fatiga de 8 secciones de la
estructura señalada en la Figura 9, todas con las mismas dimensiones (4 cm de mezcla SMA-12, 15 cm de
mezcla para capa de base y 25 cm de base granular
sobre una subrasante con CBR superior a 10), pero en
cada sección se varió el valor de los módulos dinámicos
y leyes de fatiga de la capa asfáltica de base, de acuerdo a los resultados obtenidos en la fase experimental.
Estos fueron por tipo de granulometría de la mezcla
utilizada (gruesa y semidensa), temperatura ambiente
(20 y 5ºC) y tipo de ligante utilizado (B60/70 y B13/22),
Figuras 7 y 8.
En la Tabla 4 se observa como en todas las secciones
evaluadas el fallo por fatiga producido en la estructura
ocurre antes por las deformaciones por tracción de
la capa asfáltica de base que por deformaciones por
compresión en la capa de subrasante, resistiendo un
menor número de ciclos de carga en la capa de base
asfáltica.
El análisis efectuado en función del tipo de granulometría utilizada en la mezcla de la capa de base,
gruesa o semidensa, los resultados muestran que en
igualdad de condiciones de temperatura, contenido y
tipo de ligante utilizado, es la mezcla semidensa la que
obtiene una mayor durabilidad a fatiga para la misma
estructura evaluada. Este efecto, que se observa más
claramente en la Figura 10 y se puede atribuir al mayor
contenido de material fino de la mezcla semidensa
(S-20), que se observa en granulometría utilizada señalada en la Tabla 1. El mayor contenido de material
fino proporciona a la mezcla una mayor cantidad de
mástico asfáltico, concordando con lo determinado en
otras investigaciones desarrolladas, donde se señala
que al disminuir el volumen intragranular entre partículas en una mezcla asfáltica aumenta la resistencia al
fallo por fisuración por fatiga (Jajliardo 2003, Harvey
y Tsai, 1996).
El efecto de la temperatura en la resistencia al fallo por
fatiga de las mezclas evaluadas se observa claramente
en la Tabla 4 y Figura 10. Para ambos tipos de mezcla,
gruesa y semidensa, fabricada con ambos tipos de
ligantes de diferente viscosidad, B60/70 y B13/22, se
observa como el descenso de temperatura de 20 a 5ºC,
Tabla 4. Comparación de la vida a fatiga considerando las variables evaluadas
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Figura 10. Vida a fatiga de las secciones estructurales evaluadas
afecta en el aumento del valor del módulo de rigidez
de cada uno de los tipos de mezcla, aumentando de
esta manera la capacidad estructural de la sección de
pavimento evaluado, y que de acuerdo a las leyes de
fatiga obtenidas en la fase experimental, aumenta
el valor de número de ciclos de carga que soporta la
estructura. Estos resultados obtenidos muestran a su
vez, que el aumento de módulo de rigidez producto
de la disminución de la temperatura es más influyente en la vida a fatiga que la baja en la capacidad de
deformación que admiten estas mezclas producto de
este descenso de temperatura, efecto que se observa
en las leyes de fatiga de las Figuras 7 y 8.
Ahora bien, si se analizan las secciones de estructuras
con iguales tipos de mezclas y temperaturas de evaluación, variando solamente el tipo de ligante asfáltico
utilizado en la fabricación de las mezclas, se observa
en la Tabla 4 y Figura 10 que las estructuras que incorporan en su capa de base mezclas fabricadas con
el ligante de mayor viscosidad, B13/22, presentaron
una mayor resistencia al fallo por fatiga que aquellas
que utilizaron el ligante menos viscoso, B60/70. En
este caso, al igual que en el análisis de la temperatura, se observa que el aumento de módulo de rigidez
producto de la mayor dureza del ligante utilizado en
la fabricación de la mezcla de capa de base influye
más en la vida a fatiga de la estructura analizada que
la baja en la capacidad de deformación para igual
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número de ciclos que admiten estas mezclas producto
de la mayor rigidez, lo cual se observa en las leyes de
fatiga ilustradas en las Figuras 7 y 8.
6. Conclusiones
Las leyes de fatiga determinadas experimentalmente
señalan que las mezclas asfálticas más rígidas poseen
una menor pendiente de la ley de fatiga, lo que las
hace altamente frágiles y mayormente susceptibles
en su vida a fatiga frente a pequeñas variaciones en
la deformación. Por el contrario, las mezclas menos
rígidas poseen un mayor rango de deformación otorgándoles más flexibilidad.
Las mezclas con mayor contenido de finos en su granulometría presentaron un mejor comportamiento frente
al fallo por fisuración por fatiga, independientemente
del tipo de ligante y temperatura ambiental evaluada.
En la estructura de pavimento evaluada se determinó que existe una mayor influencia en la vida a
fatiga por parte del aumento de la rigidez de las
mezclas en relación a la pérdida de la capacidad
de deformación, tanto por efectos de descenso
de temperatura ambiental como por utilización de
ligantes más viscosos.
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Camiones de alto tonelaje
y su impacto en ciclo
de vida de pavimentos
asfálticos
Heavy load trucks and
its impact in life cycle of
asphalt pavements
Autores
DÍAZ, R. Universidad de Concepción,
[email protected]
Concepción, Chile
ECHAVEGUREN, T. Universidad de Concepción,
[email protected]
Concepción, Chile
VARGAS-TEJEDA, S. Universidad del Bío-Bío,
[email protected]
Concepción, Chile
Fecha de recepción
02/08/2011
Fecha de aceptación
09/04/2012
páginas: 101 - 118
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Resumen
En los últimos años se inició el debate
sobre la factibilidad técnico-económica
de introducir en la flota de transporte
de carga configuraciones de alto tonelaje (CAT). Estas configuraciones superan el peso bruto total máximo de 45
t permitido en Chile, distribuyendo la
carga sobre un mayor número de ejes.
En Chile no existe experiencia en el uso
de este tipo de configuraciones de carga, por lo que es prudente y necesario
estudiar el impacto global que tendrían
en el sistema de transporte interurbano
si se implementan.
En este trabajo se analiza en particular
el impacto sobre los pavimentos asfálticos. Utilizando un enfoque mecanicistaempírico, se comparó el impacto en el
ciclo de vida producido por CAT del tipo
bitrén corto y largo, y configuraciones
tradicionales del tipo camión-remolque
y tracto-semirremolque.
En la evaluación se consideraron diferentes estructuras de pavimento,
condiciones climáticas y niveles de
tránsito solicitante, representativos de
la Región del Biobío. La evaluación mecanicista-empírica se realizó utilizando
el método de diseño de pavimentos
mecanicista francés Alize-LCPC, y los
modelos de deterioro desarrollados por
el Asphalt Institute. Para comparar distintos métodos de evaluación y modelos
de deterioro, el ciclo de vida fue evaluado utilizando la Ley de Miner implementada en la guía de diseño MEPDG
de Estados Unidos.
Los resultados mostraron que el camión-remolque produce mayor daño en
el pavimento, mientras que el tractosemirremolque es el que produce menor
daño, ambos con 45 t de peso bruto
total. El bitrén largo de 75 t produce un impacto estructural levemente
menor que el bitrén corto de 61 t. Sin
embargo, se encontró evidencia teórica
de que las CAT producen mayor ahuellamiento superficial en forma proporcional al peso bruto total.
Palabras Clave: Pavimento asfáltico, camión de alto tonelaje, diseño mecanicista,
ahuellamiento, agrietamiento.
Abstract
In recent years a discussion of the
technical-economic feasibility of
introduce the heavy load trucks (CAT)
in goods transport fleet was started.
This truck configurations overpass
the maximum gross weight of 45 t
permitted in Chile. In Chile there not
exist experience of using this type of
trucks, whence is relevant to study the
global impact of it over the interurban
transport system.
This paper discusses the impact of heavy
load trucks over asphalt pavements. Using
a mechanistic-empirical framework, the
impact of two types of CAT, long and
short bitrén, and a one and two units
45 tons trucks were compared along the
life-cycle of the pavement.
Assessment considers different
pavement configurations, weather
conditions and traffic levels, typical of
the Bio Bio region. The mechanisticempirical assessment was performed
using the Alize-LCPC pavement
design tool and the deterioration
models of the Asphalt Institute. For
comparing deteriorations, the lifecycle was assessed using the Miner Law
implemented in the Mechanist-Empirical
Pavement Design Guide, MEPDG.
Results show that the one unit truck
induces the greater damage over
the pavement and that the two unit
truck induces the lower damage. The
long bitren (75 tons) induce a slightly
lower impact than the short bitren.
However it was found evidence that
the CAT induce the greater rutting in
the pavement surface, which increases
linearly if the gross weight of the truck
increases.
Keywords: Asphalt Pavement, heavy load truck, mechanistic pavement design,
rutting, cracking
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1. Introducción
El transporte terrestre por carretera es el principal
medio de carga utilizado en la macro zona sur de
Chile. Según estudios de SECTRA (2006), el camión
articulado representa un 74% de la partición modal.
El tonelaje máximo legal de carga permitido en Chile
está regulado por el Decreto MOP 158/1980 (MOP,
1980), el cual determina los pesos máximos por eje y
limita el peso bruto total a 45 t. Sin embargo, en los
últimos años, se inició un debate sobre la factibilidad
técnico-económica de elevar la capacidad máxima de
carga permitida por la ley, con el objetivo de mejorar
la eficiencia y competitividad del transporte de carga
desde el punto de vista productivo y operacional. De
esta forma, se podrían introducir en la flota de transporte de carga configuraciones de alto tonelaje (CAT),
las cuales aumentan el peso bruto total del vehículo
(tara + carga) distribuyendo la carga sobre un mayor
número de ejes.
Las CAT son combinaciones de tractos, remolques y
semirremolques utilizadas para transportar carga pesada que poseen un peso bruto total superior a 45 t.
El camión bitrén, o b-doble, es un tipo de CAT que
consiste en un vehículo tractor que remolca dos semirremolques, acoplados en dos puntos de articulación
por medio de quinta rueda. Usualmente no excede los
25 m de longitud.
En países como Brasil, Canadá y Australia, esta configuración puede circular con niveles de carga que
van desde 50 hasta 68 t. En los países que utilizan
CAT la legislación impone rigurosas exigencias de
control a estos vehículos, limitando el peso bruto
total y el peso por eje en función de la distancia entre ejes y la longitud total (CONTRAN, 2006; MOU,
2009; NTC, 2009)
Actualmente en Chile no existe experiencia en el uso
de este tipo de vehículos. Por lo tanto, es prudente y
necesario estudiar el impacto global que tendrían en
el sistema de transporte interurbano en el caso de ser
implementados. Estudios como los realizados por el
Departamento de Transporte de Estados Unidos (DOT,
2004) y por el Reino Unido (DfT, 2008), muestran que
los criterios para aceptar o desechar las CAT no solo
están relacionados con la resistencia del pavimento o
de las estructuras, sino que involucran los siguientes
aspectos de contexto:
• Impacto en el deterioro de pavimentos
• Impacto estructural en puentes
• Características de operación (Offtracking, estabilidad, adelantamiento, etc.)
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• Compatibilidad geométrica con la infraestructura
vial existente
• Efectos en la seguridad y accidentabilidad
• C o n s u m o d e c o m b u s t i b l e , c o n t a m i n a c i ó n y
emisiones
• Impacto en otros modos de transporte de carga y
en la cadena logística en general
Este trabajo discute el impacto estructural ocasionado por CAT y camiones tradicionales en el ciclo de
vida de pavimentos asfálticos, utilizando un enfoque mecanicista-empírico para evaluar el consumo
de fatiga acumulado durante la vida de diseño del
pavimento. Para ello en primer lugar se discuten los
estudios realizados en otros países acerca de las CAT
y el comportamiento de los pavimentos asfálticos.
Posteriormente se presenta el método de evaluación
utilizado en esta investigación, resaltando la caracterización de las cargas solicitantes, de los pavimentos
a modelar, los modelos de comportamiento empleados, los escenarios de evaluación considerados y los
resultados obtenidos.
2. Vehículos pesados y el deterioro de
pavimentos asfálticos
El tráfico, las condiciones ambientales, las características de los materiales y las consideraciones de diseño
son determinantes para el comportamiento de los
pavimentos en el tiempo. Estos factores se relacionan
con los dos deterioros estructurales más importantes y
recurrentes en pavimentos asfálticos: el agrietamiento
por fatiga y el ahuellamiento superficial, debido a las
repeticiones de las cargas aplicadas por los vehículos
pesados que circulan por el pavimento.
El agrietamiento por fatiga se manifiesta inicialmente
como pequeñas grietas longitudinales en la huella de
circulación, que luego se propagan rápidamente por la
superficie del pavimento formando patrones del tipo
piel de cocodrilo. El ahuellamiento superficial por su
parte es el resultado de una deformación permanente
en cada una de las capas que conforman el pavimento,
y se manifiesta como una depresión canalizada en la
huella de circulación de los vehículos.
Existe evidencia teórica y experimental de que diferentes tipos de camiones con distintas configuraciones de ejes contribuyen en forma diferente al
deterioro estructural de un pavimento. Gillespie et al.
(1993) utilizaron un enfoque teórico-mecanicista para
evaluar la interacción entre vehículos pesados y el
deterioro de pavimentos, considerando configuraciones de carga con un peso bruto total entre 15 y
52 t. Concluyeron que la deformación permanente
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en pavimentos flexibles estaba determinada por el
peso bruto total de vehículos pesados. Sus resultados
mostraron también que el agrietamiento por fatiga
no estaba relacionado con el peso bruto total, siendo
su magnitud directamente proporcional a la carga
individual por eje, según tipo de eje y características
de suspensión.
Chatti y El Mohtar (2004) estudiaron la vida de fatiga
de una mezcla asfáltica mediante un ensayo cíclico de
tensión indirecta, utilizando pulsos de carga equivalentes a la pasada de un conjunto completo de ejes
de camión. En su evaluación consideraron 20 configuraciones distintas de vehículos pesados, cubriendo un
rango de dos hasta 11 ejes. Los resultados obtenidos
por Chatti y El Mohtar (2004) muestran que el daño
producido por tonelada de carga transportada disminuye con el uso de configuraciones de ejes múltiples
(tándem y trídem). Es decir, al incrementar el número
de ejes para un mismo nivel de carga, disminuye el
agrietamiento por fatiga.
Salama y Chatti (2006) evaluaron el efecto de múltiples configuraciones de camiones pesados en el
ahuellamiento de pavimentos asfálticos, utilizando un
modelo empírico-mecanicista calibrado con datos de
laboratorio. El modelo que utilizaron consideraba la
contribución al ahuellamiento que aporta cada una de
las capas que conforman la estructura del pavimento.
Salama y Chatti (2006) concluyeron que despreciando
la interacción entre ejes en la respuesta de deformación vertical en las capas superiores (carpeta asfáltica
y base), el ahuellamiento es proporcional al peso bruto
total si se considera el pulso completo de carga en la
evaluación.
Salama et al. (2006) estudiaron el efecto de camiones
pesados con ejes múltiples en el deterioro de pavimentos asfálticos, utilizando una metodología de análisis
estadístico de datos de desempeño de pavimentos en
servicio. En su estudio consideraron configuraciones
de camiones con pesos brutos totales desde 6 hasta
68 t, concluyendo que los camiones con ejes simples
afectan en mayor medida el agrietamiento por fatiga
que aquellas configuraciones de carga pesada con
conjuntos de ejes múltiples (tándem y trídem). Sin
embargo, camiones con un mayor peso bruto total
tendían a producir mayor ahuellamiento.
3. Metodo de evaluación
En Chile no existen pavimentos deteriorados por la
circulación de CAT, ni los datos de tráfico necesarios
para evaluar esta interacción de variables utilizando
una metodología estadística. Asimismo, no se dispone
de los equipos de laboratorio o dispositivos de simulación necesarios para abordar la evaluación desde
un punto de vista experimental. Por lo tanto, en esta
investigación se optó por utilizar un enfoque teórico
mecanicista-empírico, considerando escenarios de
evaluación representativos de la red vial de la Región
del Biobío, la cual es representativa de la zona sur de
Chile entre las regiones del Maule y Los Lagos.
En este estudio se utilizaron dos métodos de evaluación del ciclo de vida: (1) la evaluación del consumo
anual de fatiga según la Ley de Miner y (2), evaluación
del ciclo de vida mediante la guía de diseño MEPDG.
Las etapas de la evaluación fueron: caracterización de
la configuración de carga (3.1), caracterización del
pavimento en términos de estructuración y módulo
elástico de la carpeta de rodado (3.2), calculo de vida
de fatiga desde un enfoque mecanicista-empírico
(3.3), evaluación del ciclo de vida según la Ley de
Miner (3.4) y MEPDG (3.5). En la Figura 1 se muestra
el esquema metodológico general utilizado.
Los escenarios de evaluación considerados corresponden a la evaluación del daño incremental que ocasiona
una determinada configuración de carga, para una
capacidad estructural de pavimento y nivel de tránsito
solicitante previamente definidos. Se consideró una
vida de diseño de 20 años en la evaluación.
3.1. Caracterización de cargas
Figura 1. Método de evaluación del ciclo de vida
Las investigaciones disponibles en la literatura utilizan diferentes enfoques para estudiar el deterioro de
pavimentos asfálticos causado por configuraciones
de carga pesada. Sin embargo, todas son conclusivas
acerca de la necesidad de estudiar el impacto del
peso bruto total y del peso por eje en la respuesta estructural del pavimento, considerando cada situación
particular de carga.
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Para caracterizar las solicitaciones de tráfico se analizó
el mercado nacional de vehículos de carga, según la
oferta de marcas en Chile, y de fabricantes de CAT
en Brasil. El detalle de este estudio puede verse en
Díaz (2011).
Como resultado se definieron las características
geométricas y operacionales de las CAT y camiones
tradicionales a modelar: bitrén corto, bitrén largo, camión-remolque y tracto-semirremolque. En la Figura 2
se resumen los resultados obtenidos.
Figura 2c. Configuración tipo tracto-semirremolque
de 45 t (C3), dimensiones en m
Tipo de eje (*)
Peso por eje (t)
ESRS
7
EDRD
18
ETRD
20
Figura 2a. CAT tipo bitrén corto de 61 t (C1),
dimensiones en m
TIPO DE EJE (*)
PESO POR EJE (t)
ESRS
7
EDRD
18
EDRD
18
EDRD
18
Figura 2d. Configuración tipo camión-remolque
de 45 t (C4), dimensiones en m
Tipo de eje (*)
Peso por eje (t)
ESRS
7
EDRD
18
ESRD
10
ESRD 10
Figura 2b. CAT tipo bitrén largo de 75 t (C2),
dimensiones en m
Tipo de eje (*)
Peso por eje (t)
(*) ESRS: eje simple rueda simple; ESRD: eje simple rueda
doble; EDRD: eje doble rueda doble (tándem); ETRD: eje
triple rueda doble (trídem)
ESRS
7
EDRD
18
ETRD
25
3.2. Caracterización de pavimentos
ETRD
25
3.2.1 Estructuración del pavimento
Para mantener coherencia entre los niveles de tránsito
y la estructuración de pavimentos, se utilizaron los
rangos de valores de número estructural del concreto
asfáltico propuestos por Pradena (2008), quien consideró distintos niveles de tránsito/capacidad representativos de la red vial de la Región del Biobío. El
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diseño de espesores se realizó utilizando el método
AASHTO para pavimentos flexibles según el Manual
de Carreteras de Chile (MOP, 2010).
Las propiedades elásticas de las capas granulares se
determinaron a partir de valores recomendados en
NCHRP (2004) y ecuaciones de correlación con el valor de soporte CBR (Shell, 1978; NCHRP, 2004; MOP
2010). Los diseños obtenidos se resumen en la Tabla 1.
3.2.2 Módulo dinámico de la carpeta asfáltica
Las propiedades elásticas de la carpeta de rodado
varían a lo largo de la vida del pavimento, dependiendo de la temperatura, velocidad de aplicación de las
cargas y del envejecimiento de la mezcla. Este comportamiento visco-elástico fue considerado mediante
el módulo dinámico bajo diferentes condiciones de
operación. El módulo se calculó mediante el modelo de
Witczak (NCHRP, 2004), considerando una frecuencia
de aplicación de cargas de 10 Hz (equivalente a una
velocidad de circulación de aproximadamente 70 km/h
en carreteras) y una mezcla asfáltica típica utilizada
para carpetas de rodado en Chile, de graduación
densa, contenido de asfalto normal (5,5% en peso
de la mezcla total) y grado de penetración entre 60 y
80 (NCh2340 Of 1999), equivalente a un asfalto CA
60-80 según la nomenclatura utilizada en Chile.
La temperatura media mensual del pavimento (TMMP,
en °F) se estimó en función de los valores de la temperatura media mensual del aire (TMMA, en °F), y de
la profundidad de estimación de la temperatura (z, en
in), utilizando los valores recomendados en el Manual
de Carreteras (MOP, 2010) para la estación de Chillán
de acuerdo a la Ecuación 1.
γd = α A ⋅ ln ( qd ) + β B (1)
En la Figura 3 se muestran los resultados del cálculo
de la variación mensual del Módulo dinámico (E*) del
asfalto, obtenidos para los primeros cinco años de
servicio, en comparación con los resultados obtenidos
mediante el software de diseño de la guía MEPDG,
considerando las mismas condiciones de evaluación y
la base climática propuesta por Merino (2010) para la
ciudad de Chillán.
En la Figura 3a se aprecia el efecto del envejecimiento de la mezcla asfáltica durante los primeros años
de servicio, el que se traduce en un aumento en su
rigidez. Por lo tanto, se definieron dos condiciones
de operación para evaluar el consumo de fatiga a lo
largo del ciclo de vida:
La primera condición corresponde a los dos primeros
años de servicio, representada en forma conservadora
Tabla 1. Caracterización de estructuras de pavimento usadas en la modelación
Capa del pavimento
Carpeta asfáltica
Parámetro de diseño
Capacidad estructural
Baja
Media
Alta
110
140
190
Espesor (mm) h 1
Coeficiente de Poisson
Espesor (mm) h 2
Base granular
0,35
120
Módulo resiliente (MPa)
Subbase granular
0,35
120
Módulo resiliente (MPa)
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Módulo resiliente (MPa)
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200
0,35
 77
Coeficiente de Poisson
106 ]
150
160
Coeficiente de Poisson
Subrasante granular
150
280
Coeficiente de Poisson
Espesor (mm) h 3
150
0,40
[
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Figura 3. Valores del módulo dinámico y su comparación con los valores de MEPDG
a) Módulo dinámico mensual
b) Correlación entre ambos métodos
por los valores de módulo obtenidos para el primer
año. La segunda condición, representa el comportamiento del pavimento desde el tercer año de servicio
hasta la vida de diseño, la que se caracterizó mediante
los valores de módulo obtenidos en el tercer año.
En la evaluación del módulo dinámico en función de
la temperatura estimada del pavimento, se obtuvo
un coeficiente de correlación de 0,93 con los valores
obtenidos utilizando el modelo climático integrado
en MEPDG (ver Figura 3b). Por esto, se decidió utilizar el método simplificado en la evaluación del ciclo
de vida según la Ley de Miner, considerando valores
estacionales promedio para la temperatura estimada
del pavimento.
En la Tabla 2 se muestran los resultados de módulo dinámico del asfalto y su variación estacional obtenidos
para las dos condiciones de operación antes definidas.
3.3. Modelación mecanicista del pavimento
El deterioro acumulado se evaluó en base a la vida de
fatiga, la cual fue estimada en forma teórica mediante
Tabla 2. Valores de módulo E* (MPa) según estación y envejecimiento
Estación del año
Temperatura media estacional del pavimento (°C)
Edad de servicio
Años 1 y 2
Años 3 al 20
Otoño
18
5.955
8.070
Invierno
12
10.750
15.170
Primavera
18
6.800
8.240
Verano
25
3.890
4.170
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3.3.2 Modelos de fatiga
un enfoque mecanicista-empírico. La vida de fatiga
corresponde al número de aplicaciones o repeticiones
de carga con el cual se produce la falla del pavimento
debido a algún deterioro específico. Se estima conociendo el estado de tensión-deformación que produce
una determinada configuración de carga en la estructura del pavimento y en el suelo.
La forma funcional más usada para modelar el agrietamiento por fatiga de abajo-arriba (piel de cocodrilo)
es función de las deformaciones críticas por tensión y
del módulo elástico de la mezcla asfáltica. En este estudio, se utilizó el modelo desarrollado por el Asphalt
Institute (1981) (ver Ec. 2).
3.3.1 Estado tensional
qd =
Para la evaluación del estado de tensión-deformación
se utilizó el software de análisis estructural de pavimentos Alize-LCPC. Este software utiliza la teoría
elástica multicapas de Burmister para obtener una
solución analítica del estado tensional del pavimento.
Permite modelar numerosas configuraciones y puntos
de carga, con lo cual se puede construir una envolvente del estado de tensión, deformación, o deflexión
que genera la carga de una CAT completo sobre la
estructura del pavimento.
1 E
M
(2)
× ×
Ac e M + P
En que:
N f:Número de repeticiones de carga para que se produzca el agrietamiento por fatiga.
M:Factor de corrección por composición de la mezcla.
ε t: Deformación horizontal de tracción en el inferior
de la capa asfáltica (µ def × 10 6).
Para determinar el agrietamiento por fatiga, se evaluó el estado de tensión-deformación horizontal de
tracción en la parte inferior de la capa asfáltica. Para
determinar el ahuellamiento superficial, se evaluó el
estado de tensión-deformación vertical de compresión
en la superficie de la subrasante.
E*:M ódulo dinámico de la capa asfáltica (MPa).
En este modelo la segunda etapa de agrietamiento
está considerada por medio de un factor de ajuste
C = 18,4. Este factor de ajuste considera como criterio de falla un nivel de agrietamiento del 20% en la
huella de circulación.
En la Tabla 3 se muestra la matriz factorial en que
fueron agrupadas las distintas combinaciones consideradas en la evaluación de la vida de fatiga, según
configuración de carga (*) y capacidad estructural del
pavimento. La modelación se realizó considerando la
carga completa de cada camión, evaluando el estado
tensional para cada uno de los ejes que conforman la
configuración de carga totalizando 240 simulaciones.
Para el ahuellamento superficial, se supuso que la falla
por deformación permanente está relacionada con
niveles excesivos de tensión-deformación inducidos
por las repeticiones de carga en la superficie de la
subrasante, de acuerdo con el modelo empírico del
Asphalt Institute (1981) (ver Ec. 3).
Tabla 3. Escenarios de evaluación considerados en la modelación mecanicista
Estructuración
débil
Condición de
operación
Año 1
Estructuración
media
Año 3
Año 1
Año 3
Otoño
C1
C2
C3
C4
C1
C2
C3
C4
C1
C2
C3
C4
C1
C2
C3
C4
Invierno
C1
C2
C3
C4
C1
C2
C3
C4
C1
C2
C3
C4
C1
C2
C3
C4
Primavera
C1
C2
C3
C4
C1
C2
C3
C4
C1
C2
C3
C4
C1
C2
C3
C4
Verano
C1
C2
C3
C4
C1
C2
C3
C4
C1
C2
C3
C4
C1
C2
C3
C4
(*) C1: Bitrén corto; C2: Bitrén largo; C3: Tracto-semirremolque; C4: Camión-remolque.
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⎛ 1 ⎞4,477
N d = 1, 365x10−9 ⋅ ⎜ ⎟
(3)
⎝ εv ⎠
dinámico estacional de la carpeta asfáltica definidos
en la Tabla 2.
N d:N úmero de repeticiones de carga para que se produzca la falla por ahuellamiento.
Conocida la vida de fatiga estacional, y el tránsito
anual de camiones solicitantes para la configuración
de carga, se estimó el consumo anual de fatiga como
la suma del daño producido en forma estacional. Esta
adición de daño se realizó según la Ley de Miner utilizando la Ecuación 5.
ε v:Deformación vertical de compresión sobre la subrasante (µ def × 10 6).
En que:
En este modelo, el criterio de falla se define como el
número mínimo de repeticiones de carga que causan
13 mm de ahuellamiento superficial.
3.4.Evaluación del ciclo de vida según la Ley de Miner
Para estimar la progresión de los deterioros en el tiempo, se calculó el consumo de fatiga acumulado a lo
largo del ciclo de vida del pavimento según la Ley de
Miner. Esta ley de adición de daño es la más utilizada
en el diseño y evaluación de pavimentos (Sun et al.,
2003; Huang, 2004).
La proporción de fatiga que se consume cada vez que
pasa una CAT u otra configuración de carga sobre
un pavimento asfáltico, se estima mediante la Ley de
Miner como la adición del daño ocasionado por cada
uno de los ejes que conforman la configuración.
Considerando que la condición de falla ocurre cuando
la razón de daño alcanza la unidad, el número (N c) de
pasadas de camión que producen la falla por fatiga
del pavimento, se obtiene en forma generalizada mediante la Ecuación 4.
Nc =
k
1
1 (4)
∑N
i =l
i
Donde:
N c:Vida de fatiga asociada a una determinada configuración de carga.
N i:Vida de fatiga asociada al eje o conjunto de ejes
número “i” de una determinada configuración de
carga formada por “k” ejes o conjuntos de ejes.
La vida de fatiga varía dependiendo de la capacidad
resistente del pavimento, la que a su vez depende de
las condiciones climáticas de operación y del envejecimiento. Esta variabilidad en la condición del pavimento
se tomó en cuenta considerando los valores de módulo
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4
Danual = ∑
nj
j −1 ncj
(5)
Donde:
D anual:Fracción (o razón) de daño consumida anualmente por la configuración.
j:
Estación del año (otoño = 1, invierno = 2, primavera = 3, verano = 4).
nj:
Tránsito solicitante de camiones en la estación “j”.
NCj: Vida de fatiga para la configuración de carga
en la estación “j”.
Luego, para cada año de servicio, se determinó el consumo acumulado de fatiga () como la suma del daño
() ocasionado anualmente por la configuración de
carga. El año en que el consumo acumulado de fatiga
iguala o supera la unidad (), el pavimento alcanza el
umbral de falla según el modelo de fatiga considerado.
acumDanualDacumD1≥
3.5. Evaluación del ciclo de vida utilizando MEPDG
El segundo método corresponde a la evaluación del ciclo de vida utilizando la Guía de Diseño de Pavimentos
Empírico-Mecanicista (Mechanistic-Empirical Pavement
Design Guide, MEPDG), desarrollada en Estados Unidos
por el Programa Nacional Cooperativo de Investigación
de Carreteras (National Cooperative Highway Research
Program, NCHRP). Esta guía de diseño incorpora en
forma continua la interacción entre las características
del pavimento, las solicitaciones de tráfico y el efecto
del clima, en la determinación de los deterioros y su
progresión en el tiempo a lo largo de la vida de diseño
del pavimento.
Dependiendo de la calidad de datos disponibles por
el usuario, MEPDG utiliza tres niveles jerárquicos de
diseño. El nivel 1 requiere información calibrada a nivel
local incluyendo ensayos de laboratorio y en terreno. El
nivel 2 utiliza un nivel de detalle intermedio, que puede ser obtenido mediante bases de datos históricos,
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ensayos limitados, o correlaciones empíricas. El nivel
3 de diseño utiliza valores por defecto, o valores promedio típicamente utilizados (NCHRP, 2004). En este
estudio se utilizó el software computacional asociado
con el método MEPDG, considerando distintos niveles
de calidad de datos según la información disponible.
Los datos de entrada para utilizar MEPDG se clasifican
en 4 categorías: General, Tráfico, Clima y Estructura.
3.5.1 Entrada general
Las entradas de datos generales corresponden a la
descripción del tipo de proyecto, la vida de diseño,
criterios de diseño, e información para identificar los
archivos asociados al proyecto. En la Tabla 4 se resumen los datos de entrada utilizados.
Tabla 4. Datos de entrada generales para
la evaluación con MEPDG
Información requerida
Valor considerado
Vida de diseño
20 años
Fecha de puesta
en servicio
Julio
Tipo de diseño
Pavimento nuevo,
flexible
IRI inicial
1,5 m/km (95 in/mile)
IRI terminal
5,2 m/km (330 in/mile)
Agrietamiento abajoarriba (piel de cocodrilo)
20%
Deformación
permanente total
13 mm (0,52 in)
Se consideró el mes de julio para la puesta en servicio del pavimento, debido al desfase de 6 meses que
existe entre los hemisferios norte y sur con respecto
a las estaciones del año. De esta forma, las condiciones climáticas asociadas a la puesta en marcha del
pavimento durante el mes de julio en Estados Unidos
(verano), son equivalentes a una puesta en marcha en
el mes de enero en Chile.
Con respecto al nivel de confianza, en este estudio
se consideraron niveles del 70 y 80% dependiendo
si el nivel de tránsito solicitante es bajo o medio-alto
respectivamente.
110 ]
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3.5.2 Entradas de tráfico
Dado el objetivo de esta investigación, cada configuración de carga se evaluó en forma aislada, asumiendo
que la configuración estudiada correspondía al 100%
de la composición vehicular. Por ejemplo, en el caso
de evaluación del bitrén corto, esto implica que el pavimento es solicitado exclusivamente por ejes simples
de 7 t y ejes tándem de 18 t.
Se utilizaron los factores de ajuste mensual (FAM)
y de distribución horaria (FDH) recomendados por
Merino (2010) para la Región del Biobío. Para la distribución de vehículos por clase, se asignó un 100% a
la configuración evaluada y 0% al resto de las clases
vehiculares, considerando una tasa de crecimiento
anual del 6%.
Se asumió la siguiente equivalencia entre las configuraciones de carga evaluadas y la clasificación
vehicular de la Administración Federal de Carreteras
(Federal Highway Administration, FHWA) de Estados
Unidos: bitrén corto (clase 12), bitrén largo (clase 13),
tracto-semirremolque (clase 10) y camión-remolque
(clase 11).
Para estimar los factores de distribución de carga
por eje (espectros de carga), se elaboraron espectros
artificiales para cada una de las configuraciones de
carga. Estos espectros representan el número de repeticiones consideradas según nivel de carga, para
cada uno de los tipo de ejes o conjuntos de ejes
(simple, tándem, trídem y cuádruple) que solicitan el
pavimento. Para construirlos, se elaboró una rutina
computacional basada en la metodología de Merino
(2010). A modo de ejemplo, en la Figura 4 se muestran los espectros de carga por eje elaborados para
el bitrén corto de 61 t.
De acuerdo con la Figura 4a, el espectro muestra que
el 100% de los ejes simples que solicitan el pavimento se encuentran en el rango de carga entre 15.000
y 16.000 lb (6,80 a 7,25 t). Con respecto a los ejes
tándem (Figura 4b), el 100% de los ejes se encuentran
en el rango de carga entre 38.000 y 40.000 lb (17,23
a 18,14 t).
Para la información general de tráfico, se utilizaron
los valores de caracterización de ejes definidos en
la sección 3.1, y los valores por defecto incluidos en
el software para la información no disponible. En la
definición de número de ejes/camión, se asignó un
valor de 0 en todos los tipos de ejes para las clases
vehiculares no evaluadas.
Valdés, G. - Pérez-Jiménez, F - Martínez, A.
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Figura 4. Espectros de carga por eje elaborados para el bitrén corto.
a) Espectro eje simple (7 t)
b) Espectro eje tándem (18 t)
3.5.3 Información de clima
Carrillo, 2002). Para los materiales granulares de base,
subbase y subrasante, se asumieron materiales A-1-a,
A-2-4 y CL respectivamente.
En este estudio se utilizaron las bases climáticas desarrolladas por Merino (2010) para la Región del Biobío,
quien confeccionó archivos en formato *.icm (input
climate model) compatibles con MEPDG. Estos archivos contienen información horaria de cinco variables
climáticas relevantes para la evaluación del pavimento: temperatura, velocidad del viento, porcentaje de
insolación, precipitación, y porcentaje de humedad
relativa.
4. Escenarios de modelación
Se asumió un camino bidireccional de una pista por
sentido, por el cual solo circula la configuración de
carga evaluada. Se consideraron dos niveles de tránsito solicitante en la evaluación: bajo (TMDA<1000) y
medio-alto (1000<TMDA<5000). Las combinaciones
de tránsito/capacidad consideradas en la evaluación
se muestran en la Tabla 5.
3.5.4 Estructura del pavimento
Se utilizó la caracterización de pavimentos definida
en la sección 3.2 para los valores de espesor, módulo
elástico y de Poisson para cada una de las capas que
conforman la estructura del pavimento. Para la carpeta
de rodado se consideró un ligante asfáltico de clasificación Superpave PG 64-22, equivalente al ligante CA
60-80 según clasificación por penetración (Thenoux y
Para cada uno de estos niveles de tránsito, es necesario determinar el número de camiones solicitantes
durante la vida de diseño. En la Tabla 6 se muestran
los valores seleccionados para las variables de tránsito,
de acuerdo con las recomendaciones de Merino (2010)
para la Región del Biobío.
Tabla 5. Combinaciones de tránsito/capacidad consideradas en la evaluación
Nivel de tránsito (veh/día)
Capacidad estructural
1000 < TMDA < 5000
Débil
C1
C2
C3
C4
–
–
–
–
Media
C1
C2
C3
C4
C1
C2
C3
C4
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TMDA < 1000
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Tabla 6. Variables de tránsito consideradas en la evaluación
Variable
Tmda<1000
TMDA medio (veh/día)
338
Porcentaje de vehículos pesados
Número de pistas en la dirección de diseño
Porcentaje de camiones en dirección de diseño
Porcentaje de camiones en la pista de diseño
5. Análisis de resultados
5.1Agrietamiento por fatiga
5.1.1 Tránsito bajo: TMDA < 1000
Cuando el tránsito solicitante es inferior a 1000 veh/
día, MEPDG predice que el pavimento no falla por
agrietamiento durante su vida de diseño, independiente de la capacidad estructural o configuración de
carga considerada. Sin embargo, mediante el consumo
anual de fatiga (Ley de Miner), se estimó que el pavimento de estructuración débil alcanza el umbral de
falla entre los 8 y 14 años de servicio, dependiendo
de la configuración de carga.
En la Tabla 7 y la Figura 5 se muestra un resumen
comparativo de los resultados obtenidos según ambos
métodos para un pavimento de estructuración débil
Tabla 7. Falla por agrietamiento según ambos métodos
(TMDA < 1000 y estructuración débil)
Falla por agrietamiento
(años)
Miner
MEPDG
C1 (CAT)
10,0
No falla
C2 (CAT)
11,0
C3
C4
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2254
32,2
35,4
1
1
52,5
52,5
100
100
57
419
Tránsito medio diario anual de camiones (TMDAC)
Configuración
de carga
1000<Tmda<5000
Considerando un pavimento de estructuración media, ambos métodos coinciden en que el pavimento
cumple su vida de servicio sin alcanzar el umbral de
agrietamiento, excepto en el caso del camión-remolque (C4), en que la evaluación del consumo de fatiga
predice la condición de falla luego de 17 a 18 años
de operación. En la Tabla 8 y la Figura 6 se muestran
estos resultados.
5.1.2 Tránsito medio-alto: 1000 < TMDA < 5000
Para un tránsito solicitante medio-alto, la vida de servicio por agrietamiento obtenida mediante MEPDG
es mayor en todos los casos. Sin embargo, ambos
métodos coinciden en la tendencia de daño según
configuración de carga. La configuración que produce mayor impacto es el camión-remolque (C4),
alcanzando la condición de falla luego de 3 o 6 años
de servicio según el método considerado. Las CAT
(C1 y C2) se encuentran en un punto intermedio,
Tabla 8. Falla por agrietamiento según ambos métodos
(TMDA < 1000 y estructuración media)
Configuración
de carga
Falla por
agrietamiento (años)
Miner
MEPDG
C1 (CAT)
No falla
No falla
No falla
C2 (CAT)
No falla
No falla
14,0
No falla
C3
No falla
No falla
 8,5
No falla
C4
17,5
No falla
]
Valdés, G. - Pérez-Jiménez, F - Martínez, A.
[
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Figura 5. Falla por agrietamiento: TMDA < 1000 y estructuración débil
a) Miner
b) MEPDG
Figura 6. Falla por agrietamiento: TMDA < 1000 y estructuración media
a) Miner
b) MEPDG
alcanzando la falla aproximadamente a los 5 y 8
años para cada uno de los métodos. Aunque ambas
CAT producen un nivel de daño similar, el impacto
ocasionado por el bitrén largo (C1) es levemente
menor. La configuración de carga que produce menor impacto en la estructura del pavimento es el
tracto-semirremolque (C3), alcanzando el umbral
páginas: 101 - 118
libro construccion.indb 113
]
de agrietamiento luego de 7 o 14 años de servicio
dependiendo del método considerado.
En la Tabla 9 y la Figura 7 se muestra un resumen
comparativo de los resultados obtenidos mediante
ambos métodos, para un nivel de tránsito medio-alto
y estructura de pavimento con capacidad media.
Valdés, G. - Pérez-Jiménez, F - Martínez, A.
[
Revista de la Construcción
Volumen 11 No 1 - 2012
[ 113
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Figura 7. Falla por agrietamiento: 1000 < TMDA < 5000 y estructuración media
a) Miner
b) MEPDG
Tabla 9. Falla por agrietamiento según ambos métodos
(1000 < TMDA < 5000 y estructuración media)
Configuración
de carga
Falla por agrietamiento
(años)
Miner
4,5
7,9
C2 (CAT)
5,0
8,3
C3
7,0
13,8
C4
3,0
6,3
En general, los resultados obtenidos mediante
MEPDG subestiman el agrietamiento del pavimento
con respecto a la evaluación del consumo anual de
fatiga. Esta diferencia es más notable en pavimentos de capacidad estructural baja. Para todos los
casos evaluados, ambos métodos coinciden en la
tendencia de daño según configuración de carga.
La configuración más desfavorable para el ciclo de
vida del pavimento es el camión-remolque de 45 t
(C4). Para las CAT se obtuvo un nivel de impacto
intermedio, en que el bitren largo de 75 t (C2) produce un daño levemente menor que el bitrén corto
de 61 t (C1). La configuración tradicional del tipo
libro construccion.indb 114
Revista de la Construcción
Volumen 11 No 1 - 2012
5.2. Ahuellamiento superficial
5.2.1 Tránsito bajo: TMDA < 1000
MEPDG
C1 (CAT)
114 ]
tracto-semirremolque de 45 t (C3) es la que produce
menos impacto por agrietamiento.
]
Para un nivel de tránsito solicitante bajo y estructuración de pavimento débil, ambos métodos coinciden en
que el pavimento alcanza el umbral de ahuellamiento
antes de cumplir su vida de diseño. Sin embargo, los
resultados obtenidos mediante MEPDG sobreestiman
el ahuellamiento con respecto a la evaluación del
consumo anual de fatiga. De acuerdo con MEPDG, el
impacto estructural por ahuellamiento es más importante en aquellas configuraciones de mayor peso bruto
total, tendencia que no se aprecia en los resultados
obtenidos mediante el consumo de fatiga.
En la Tabla 10 y la Figura 8 se muestra un resumen
comparativo de estos resultados.
Considerando una estructura de pavimento con capacidad media, la evaluación del consumo de fatiga
predice que el pavimento no alcanza el umbral de
ahuellamiento, independiente de la configuración
de carga considerada. Por el contrario, los resultados
obtenidos mediante MEPDG indican que la condición
de falla se produce para todas las configuraciones, en
forma proporcional al peso bruto total. Estos resultados se resumen en la Tabla 11 y la Figura 9.
Valdés, G. - Pérez-Jiménez, F - Martínez, A.
[
páginas: 101 - 118
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Tabla 10. Falla por ahuellamiento según ambos métodos
(TMDA < 1000 y estructuración débil)
Tabla 11. Falla por ahuellamiento según ambos métodos
(TMDA < 1000 y estructuración media)
Configuración
de carga
Falla por
ahuellamiento (años)
Configuración
de carga
Falla por
ahuellamiento (años)
Miner
MEPDG
Miner
MEPDG
C1 (CAT)
12,0
8,0
C1 (CAT)
13,2
C2 (CAT)
13,0
4,9
C2 (CAT)
8,3
C3
17,0
12,0
C3
18,3
C4
9,5
9,1
C4
15,1
Figura 8. Falla por ahuellamiento: TMDA < 1000 y estructuración débil
a) Miner
b) MEPDG
5.2.2 Tránsito medio-alto: 1000 < TMDA < 5000
Cuando el tránsito solicitante es medio-alto, ambos
métodos coinciden en que el pavimento alcanza el
umbral de ahuellamiento antes de cumplir la vida
de diseño. Sin embargo, la vida de servicio obtenida
mediante MEPDG es menor en todos los casos. De
acuerdo con MEPDG, la condición de falla ocurre en
forma muy prematura, luego de 1 a 3 años de servicio dependiendo de la configuración de carga. En
la Tabla 12 y la Figura 10 se muestran los resultados
obtenidos según ambos métodos, considerando un
pavimento de capacidad estructural media.
páginas: 101 - 118
libro construccion.indb 115
]
Tabla 12. Falla por ahuellamiento según ambos métodos
(1000 < TMDA < 5000 y estructuración media)
Configuración
de carga
Falla por ahuellamiento
(años)
Miner
MEPDG
C1 (CAT)
9,0
1,8
C2 (CAT)
10,0
1,0
C3
14,0
2,9
C4
7,0
2,0
Valdés, G. - Pérez-Jiménez, F - Martínez, A.
[
Revista de la Construcción
Volumen 11 No 1 - 2012
[ 115
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Figura 9. Falla por ahuellamiento: TMDA < 1000 y estructuración media
a) Miner
b) MEPDG
Figura 10. Falla por ahuellamiento: 1000 < TMDA < 5000 y estructuración media
a) Miner
b) MEPDG
En general, los resultados obtenidos mediante MEPDG
sobreestiman el ahuellamiento superficial del pavimento, con respecto al método del consumo anual de
fatiga. Además, la tendencia obtenida según MEPDG
indica que el ahuellamiento es proporcional al peso
116 ]
libro construccion.indb 116
Revista de la Construcción
Volumen 11 No 1 - 2012
]
bruto total. Este resultado se debe a que el modelo
de deterioro utilizado por MEPDG considera el ahuellamiento superficial como el resultado de una deformación permanente en cada una de las capas que
conforman la estructura del pavimento.
Valdés, G. - Pérez-Jiménez, F - Martínez, A.
[
páginas: 101 - 118
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6. Conclusiones
Se propuso un método de comparación teórico de
la vida de fatiga de CAT bajo un enfoque de análisis
mecanicista-empírico considerando la totalidad de
cada camión típico considerado. El estudio contempló
el uso de los métodos de diseño francés (ALIZE-LCPC)
y americano (MEPDG) complementado con la aplicación de la Ley de Miner de acumulación de fatiga. El
modelo permitió realizar una comparación detallada
del ciclo de vida de pavimentos asfálticos típicos, solicitados por configuraciones de alto tonelaje (CAT) y
configuraciones convencionales.
De las cuatro configuraciones evaluadas, tanto para el
agrietamiento por fatiga como para el ahuellamiento
superficial, la que produce mayor impacto estructural
es el camión-remolque (C4), y la que produce menor
impacto es el tracto-remirremolque (C3), ambas con
un nivel de carga de 45 t. En una condición intermedia
se encuentran las CAT, donde el bitrén largo de 75 t
(C2) produce un impacto levemente menor que el
bitrén corto de 61 t (C1). Estos resultados son válidos
para la evaluación del consumo de fatiga según la
Ley de Miner.
Los resultados obtenidos mediante MEPDG subestiman
el impacto por agrietamiento con respecto a la evaluación del consumo de fatiga, estimando en todos los
casos una vida de servicio mayor. Aunque la tendencia
de impacto estructural según configuración de carga
se mantiene.
Por el contrario, con respecto al ahuellamiento superficial, MEPDG sobrestima el impacto estructural
con respecto a la evaluación del consumo de fatiga,
estimando en todos los casos que el pavimento alcanza el umbral de ahuellamiento a los pocos años de la
puesta en servicio.
Además, la tendencia de daño obtenida según MEPDG
indica que el ahuellamiento es proporcional al peso
bruto total. De esta forma, la configuración que
páginas: 101 - 118
libro construccion.indb 117
]
alcanza el umbral de ahuellamiento más rápidamente
es el bitrén largo de 75 t (C2), seguido por el bitrén
corto de 61 t (C1). De las configuraciones tradicionales
(C3 y C4), el tracto-semirremolque produce un menor
impacto que el camión-remolque, ambas con 45 t.
A pesar de las limitaciones para el uso de MEPDG
en Chile, los resultados de ahuellamiento superficial
entregan una tendencia clara de la relación que existe
entre el peso bruto total y este tipo de deterioro, con
lo cual se obtiene evidencia teórica de que las CAT
producen un mayor nivel de ahuellamiento en forma
proporcional al peso bruto total. Este resultado, se
debe a que el modelo de deterioro utilizado por el
método MEPDG, considera el ahuellamiento superficial
como el resultado de la deformación permanente en
cada una de las capas que conforman la estructura
del pavimento. Por el contrario, el modelo de ahuellamiento utilizado en la evaluación del consumo de
fatiga, considera el ahuellamiento superficial como el
resultado de niveles excesivos de tensión-deformación
en la subrasante.
A la luz de los resultados obtenidos, se puede decir
que los pavimentos de estructuración débil no son
adecuados para el transporte de alto tonelaje, aun
cuando el tránsito solicitante sea bajo. Con respecto
a las estructuras de pavimento de capacidad media,
su uso parece ser adecuado para caminos con un bajo
nivel de tránsito de camiones, sin embargo, para el
nivel de tránsito considerado como medio-alto, el
pavimento alcanza el umbral de falla tanto por agrietamiento como ahuellamiento en forma prematura,
mucho antes de cumplir con su vida de diseño.
Se recomienda evaluar el impacto de CAT en otro tipo
de estructuras de pavimentos presentes en la red vial
nacional: como pavimentos de hormigón y recapados
asfálticos sobre pavimentos de hormigón. Con esto,
se podría realizar una evaluación de la compatibilidad
con la operación de CAT de la infraestructura vial a
nivel interregional, lo cual es fundamental para definir
rutas de transporte de carga pesada
Valdés, G. - Pérez-Jiménez, F - Martínez, A.
[
Revista de la Construcción
Volumen 11 No 1 - 2012
[ 117
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libro construccion.indb 118
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Valdés, G. - Pérez-Jiménez, F - Martínez, A.
[
páginas: 101 - 118
19-06-12 23:21
Tailings dams compaction
control with light
penetrometer, considering
material and structural
variability
Control de compactación
con penetrómetro
ligero en tranques de
relaves, considerando su
variabilidad material y
estructural
Autores
VILLAVICENCIO, G. Pontificia Universidad Católica de Valparaíso,
[email protected]
Valparaíso, Chile
BREUL, P. Université Blaise Pascal. Clermont II,
[email protected]
ESPINACE, R. Pontificia Universidad Católica de Valparaíso.
[email protected]
Valparaíso, Chile
VALENZUELA, P. Pontificia Universidad Católica de Valparaíso,
[email protected]
Valparaíso, Chile
Fecha de recepción
11/08/2011
Fecha de aceptación
23/11/2011
páginas: 119 - 133
libro construccion.indb 119
]
Villavicencio G. - Breul P. - Espinace R. - Valenzuela P.
[
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Resumen
En el Volumen 6 Nº 2 del año 2007 de
esta Revista, se presentó un artículo con
los resultados de las primeras investigaciones realizadas en Chile, sobre la aplicación del nuevo penetrómetro PANDA
(Pénétromètre Autonome Numérique
Dynamique Assisté) para el control de
compactación en tranques de arenas de
relave de la minería del cobre en Chile.
Se destacaban sus ventajas económicas
y la rapidez de ejecución del ensayo, lo
que abría nuevas perspectivas para estudiar la variabilidad de las propiedades
geotécnicas de este tipo de materiales.
En este artículo se presenta la nueva
metodología para realizar el control de
compactación en tranques de arenas
de relaves, ya consolidada, empleando el penetrómetro PANDA. El empleo
de este tipo de herramientas no solo
permite determinar in situ el grado de
compactación y el espesor de las capas
depositadas, sino que además la variabilidad tanto material como estructural
que se genera en este tipo de depósitos. Todos estos factores son clave para
reducir el riesgo de inestabilidad mecánica, específicamente ante el riesgo
de licuefacción sísmicamente inducida
e inestabilidad de taludes. Ambos son
los mecanismos de falla más frecuentemente observados en países con una
alta actividad sísmica como es Chile.
Palabras clave: Tranques de relave, control de compactación, penetrómetros
dinámicos de cono.
Abstract
In Volume 6 N°2 (2007) of this Journal,
an article on the results of studies
carried out in Chile on the use of a new
PANDA penetrometer (Pénétromètre
Autonome Numérique Dynamique
Assisté) for controlling compaction
at different tailings dams of the
copper mining industry in Chile was
presented. In the article, the economic
advantages and ease of operation
were emphasized, which consequently
provides new perspectives on the
variability of geotechnical properties of
such materials.
In this article, a new methodology
for the compaction control of tailing
dams using the PANDA penetrometer
is presented, which considers both the
material and structural variability of
these deposits. The use of this tool
allows determination in situ of the
compaction state and the deposited
layer thickness, which are key factors
for the evaluation of the mechanical
instability risk. This is especially
important for the seismically induced
liquefaction phenomenon and slope
instability, which represents the most
common fault mechanisms observed in
highly seismic countries, such as Chile.
Keyswords: Tailings dams, compaction control, dynamics cone penetrometers.
120 ]
libro construccion.indb 120
Revista de la Construcción
Volumen 11 No 1 - 2012
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1. Introducción
Los tranques de arenas de relave muchas veces presentan un elevado riesgo de su estabilidad mecánica,
la que se debe a causas como diseños incompletos,
inadecuada construcción y/o un insuficiente control de
operación, pudiendo conducir a incidentes de diversa
magnitud, importantes daños ambientales, pérdidas
económicas significativas y muertes. A nivel mundial,
dentro el período comprendido entre los años 1915 y
2010, se han registrados del orden de 286 casos de
incidentes de depósitos mineros. (Rico et al. 2008),
(Wise Uranium Project, 2009), (MCH, 2010). Del total de incidentes reportados, un 41% (116 casos) se
produjeron en tranques de arenas de relave.
En Chile desde principios del siglo XX han sido reportados alrededor de 40 casos de inestabilidad mecánica,
generados producto del fenómeno de la licuefacción,
inestabilidad de taludes y deformaciones sísmicamente
inducidas. En algunos casos estas fallas han ocasionado pérdidas humanas, económicas y han provocado
grandes daños al medio ambiente. Algunos ejemplos lo
constituyen las fallas de tranques de arenas de relave
generadas producto de los sismos de los años 1928,
1965, 1985, 1997 y 2010, que afectaron las zonas
norte, centro y centro-sur de Chile. Troncoso (2002),
Carvajal y Pacheco (2004), Engels y Dixon (2010),
MCH (2010).
Si bien actualmente los avances de la práctica ingenieril y el marco normativo chileno han permitido el
desarrollo de proyectos de tranques de relaves de
alturas del orden de 250 (m), existe aún una serie de
vacíos legales específicamente en relación al control
de compactación que debe ser realizado durante la
etapa operacional de estos depósitos. En efecto, actualmente solo se controla el grado de compactación
a nivel superficial, considerando un número reducido
de puntos definidos a “juicio ingenieril”, sin considerar dos aspectos fundamentales: el espesor de capa
depositado y la variabilidad que presentan las arenas
de relaves. Ello podría conducir a generar zonas de
débil resistencia al interior del muro resistente de un
tranque de relaves y por consecuencia un inadecuado comportamiento mecánico conducente a fallas o
colapsos estructurales.
El objetivo de este artículo es presentar la nueva metodología, ya empleada en depósitos chilenos, para realizar el control de compactación en la fase operacional
de tranques de relave, mediante el empleo del penetrómetro dinámico ligero PANDA. Esta herramienta permite controlar de manera económica, rápida y eficaz,
tanto el grado de compactación y como el espesor de
capa depositado, considerando la variabilidad material
páginas: 119 - 133
libro construccion.indb 121
]
de las arenas de relaves y la variabilidad producto del
proceso de construcción empleado.
2. El control de la depositación de las
arenas de relave
Según la nueva legislación chilena vigente (Decreto
Supremo Nº 248. Of. 2007) y los criterios de ingeniería chilena (Barrera y Campaña, 2004), dentro de los
factores clave para reducir o impedir la generación de
la licuefacción del muro resistente de un tranque de
relave, se encuentra el control de depositación de las
arenas de relave, en relación a la distribución granulométrica y al grado de compactación.
a) Distribución granulométrica:
El Decreto aludido recomienda para la construcción del
muro resistente, depositar arenas con un porcentaje de
finos no mayor a un 20%, y la práctica ingenieril, entre
el 10% y el 25%, compatibilizando aspectos relacionados con las propiedades geotécnicas de los materiales
y con los costos asociados al proceso de ciclonaje.
b) Grado de compactación:
Aunque la normativa no lo establece, la práctica ingenieril considera como aceptable un grado de compactación igual o superior al 95% OPN (Optimo Proctor
Normal), en estructuras o rellenos donde es posible
aceptar cierto nivel de deformaciones, como es el caso
de tranques de relave. Investigaciones realizadas por
Verdugo (1997), demostraron que para arenas de relave, con un porcentaje de finos (< 80 mm) comprendido
entre un 10% y un 25%, un grado de compactación
de 95% OPN es equivalente a una densidad relativa
(DR) del orden de un 60% a un 65%. Para este tipo de
materiales un grado de compactación de 95% OPN o
60% de DR, corresponde al límite que define un comportamiento mecánico del tipo dilatante o contractivo
(Troncoso, 1986).
c) Exigencias asociadas:
En las exigencias establecidas en el DS Nº 248. Of.
2007, para la depositación de las arenas de relave, se
definen los siguientes puntos:
– Arenas con porcentaje de finos (80 mm) inferior a
20%,
– El grado de compactación debe ser referido a los
ensayos Proctor Normal o Modificado, sin especificar expresamente el valor mínimo requerido,
Villavicencio G. - Breul P. - Espinace R. - Valenzuela P.
[
Revista de la Construcción
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– Se establece la entrega de informes de control de
compactación de manera trimestral.
en el estado hídrico y otros factores (Troncoso, 1986)
(Troncoso y Garcés 2000).
Sin embargo, actualmente no existen metodologías
estandarizadas que permitan mejorar el proceso de
control, ni herramientas que permitan evaluar dos de
los aspectos fundamentales para la estabilidad mecánica de este tipo de estructuras, correspondientes
al grado de compactación y al espesor de la capa
compactado.
Investigaciones realizadas por Villavicencio et al.
(2010) en tres tranques de arenas de relave (Tabla 1),
permitieron estimar la variabilidad de las propiedades
índice y de resistencia a la penetración in situ en las
arenas. Los resultados indican en una primera instancia
que las arenas de relave, considerando la distribución
granulométrica y la naturaleza de la fracción fina,
pueden ser clasificadas dentro de una gran familia
de materiales, correspondientes a arenas limosas del
tipo SM. Sin embargo, los rangos de variación del porcentaje de finos (< 80 mm), como resultado del modo
de “fabricación”, y de la densidad de las partículas
sólidas (g s ), relacionada con el origen mineralógico
de los relaves, influyen directamente en los parámetros de estado, como la densidad Proctor (g dmax). Esta
variabilidad a la escala espacial, del tipo material, se
genera inclusive dentro de un mismo tranques de
arenas de relave.
Otro importante aspecto asociado, no considerado en
el control de compactación in situ, es la variabilidad
de las arenas de relave depositadas. La práctica actual
considera tomar como referencia una a dos muestras
patrón, bajo la hipótesis de homogeneidad del material. Ello se traduce en la generación de una incertidumbre, en relación a los resultados de los controles
de compactación realizados y por consecuencia en el
real comportamiento mecánico que presentará este
tipo de depósitos.
3. Variabilidad y clasificación de las
arenas de relave
3.1Tipos de variabilidad y cuantificación
Actualmente es posible identificar dos tipos de variabilidad en las arenas de relaves; una del tipo material, asociada con las propiedades índice de estos
materiales y otra del tipo estructural relacionada con
el proceso de construcción empleado (Villavicencio,
2009).
a) La variabilidad material: se asocia con el origen mineralógico y la “fabricación” de las arenas de relave
(molienda, flotación, ciclonaje y depositación), lo
que se traduce en variación de la densidad de sus
partículas sólidas, granulometría y plasticidad de
las partículas finas (< 80 µm).
b) La variabilidad estructural: se relaciona al proceso empleado para la construcción y compactación (grado de compactación y espesor de capa
compactado).
Para ambos casos es posible considerar dos escalas de
análisis: espacial y temporal. La variabilidad a escala
espacial se asocia con la dispersión de las características geotécnicas de las arenas de relave y de la estructura en el espacio. A la escala temporal la variabilidad
se relaciona fundamentalmente con el efecto de envejecimiento que presenta este tipo de materiales, generado por la cementación de las partículas, cambios
122 ]
libro construccion.indb 122
Revista de la Construcción
Volumen 11 No 1 - 2012
]
La variabilidad estructural a escala espacial, se genera
producto del proceso empleado en la construcción de
estos depósitos, lo que queda en evidencia a partir
de variación de la resistencia de punta (qd,), tanto en
superficie como en profundidad. Estos reflejan dos
importantes factores: el estado la estructura intercapa
y la variabilidad inherente al proceso de compactación
(eficiencia de la maquinaria y homogeneidad de la
energía de compactación). Otro aspecto relacionado
con la variación de la resistencia a la penetración,
corresponde a la variación del estado hídrico que se
genera en este tipo de materiales, factor que se asocia
con la variabilidad a la escala temporal.
Para realizar procesos de control de compactación de
tranques de relave, insertando la variabilidad material
y estructural (escala espacial y temporal), es posible
relacionar las características físicas de los materiales,
con una respuesta mecánica y un estado hídrico en
particular. Ello a partir de la clasificación de las arenas desde fundamentos de micromecánica de medios
granulares (Biarez, 1977; Favre, 1980; Cambou, 1987),
empleando penetrómetros dinámicos como herramientas de control de compactación.
3.2Identificación de clases de arenas de relave
La información para clasificar las arenas de relave, se
ha generado de la recopilación de datos provenientes del control de compactación, realizado en varios
tranques de relave representativos de la minería del
cobre chilena. Así, a partir del análisis estadístico de la
información recopilada, se ha identificado seis clases
(Tabla 2).
Villavicencio G. - Breul P. - Espinace R. - Valenzuela P.
[
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19-06-12 23:21
Tabla 1. Propiedades geotécnicas de arenas de relave. Villavicencio et al. (2010)
Propiedades
Geotécnicas
Datos experimentales
Datos
bibliográficos
Rango
Tranque Nº 1
Datos
Media
Tranque Nº 2
CV (%)
Datos
Media
Tranque Nº 3
CV (%)
g s (grs/cm 3)
2,68-3,88
108
3,09
4,6
45
3,36
D max (mm)
0,60-2,00
3266
0,721
27,3
262
0,285
82,2
D 50 (mm)
0,05-0,25
3266
0,127
19,0
262
0,111
12-25
3266
28,0
28,7
262
0
0
8
1,82
6,2
262
9,4
262
6,6
275
22,3
Finos < 80
µm (%)
IP (%)
Datos Media CV (%)
8,02
40
3,07
2,2
2958
1,831
42,4
15,2
2958
0,251
8,7
33
26,3
2958
17
10,0
0
0
0
0
2,08
8,0
495
1,85
2,3
10,3
495
14,3
6,2
2,01
8,2
2958
1,81
2,9
275
3,3
43,1
2958
7,5
27,3
0
12
1,50-2,20
392
–
392
g d (grs/cm 3)
1,58-1,70
3266
w nat (%)
7,0-13,0
3266
g h, (grs/cm 3)
1,69-1,84
3266
1,94
6,7
275
2,07
8,2
2958
1,95
3,5
–
275
4,80
50,6
75
2,87
45,9
100
1,95
52,8
g dmax
(grs/cm 3)
w op (%)
qd (Mpa)
15,2
1,75
11,0
14,4
12
Fuente: g s : densidad de las partículas sólidas, D max : diámetro máximo de las partículas, D 50: diámetro medio de las
partículas, g dmax: densidad máxima compactada seca, w op: humedad óptima, g d: densidad seca in situ, w nat: humedad
natural, g h : densidad in situ, qd: resistencia de punta, CV (%): coeficiente de variación.
Tabla 2. Clase de arenas de relave según sus propiedades índice y parámetros de estado asociados
Clase
D50
(mm)
Porcentaje de
finos (%)
gs
(ton/m3)
Wop
(%)
gdmax
(ton/m3)
Media
CV (%)
Media
CV (%)
Media
CV (%)
Media
CV (%)
Media
1
0,127
19,0
28
28,7
3,09
4,6
1,82
6,2
15,97
9,4
2
0,111
15,2
33
26,3
3,36
8,0
2,08
8,1
14,4
10,3
3
0,251
8,7
17
2,86
2,4
1,85
2,3
14,3
6,1
4
0,173
17,3
27
19,4
3,07
2,2
1,82
5,1
15,6
5,5
5
0,296
7,8
13
18,3
2,70
1,5
1,82
5,1
11,1
14,5
6
0,324
32,2
16
8,7
2,69
0,9
1,67
1,0
17,8
3,9
páginas: 119 - 133
libro construccion.indb 123
]
9,75
Villavicencio G. - Breul P. - Espinace R. - Valenzuela P.
[
CV (%)
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Volumen 11 No 1 - 2012
[ 123
19-06-12 23:21
4. Control de compactación con
penetrómetro dinámico
Figura 1. Señal penetrométrica esquematizada y
parámetros característicos (qdo, zc y qd1). (Chaigneau,
2001)
4.1Principio teórico
El principio teórico para el control de compactación
con penetrómetro dinámico se fundamenta en la relación que existe entre la resistencia de punta (qd) y la
densidad seca (gd) de suelo, a partir de la descripción
de su microestructura basada en hipótesis derivadas
de la micromecánica de medios granulares (Biarez
(1977), Favre (1980), Cambou (1987)). Si el parámetro a medir in situ es la resistencia a la penetración,
bajo la hipótesis de reversibilidad (granos irrompibles,
resistentes al desgaste y reversibilidad de la succión)
y conociendo los parámetros de naturaleza e interacción, es posible determinar in situ la densidad seca (gd)
en profundidad del material. Investigaciones realizadas
por Chaigneau (2001) permiten establecer la relación
con qd (Ecuación 1).
γd = α A ⋅ ln ( qd ) + β B
Donde a A y b B son valores que dependen del tipo y el
estado hídrico del suelo.
Los trabajos realizados por Salgado et al. (1997) y
Rahim et al. (2004), demostraron de manera experimental y analítica (teoría de expansión de cavidad),
que en suelos granulares es posible estimar la densidad
seca in situ (índice de vacíos) a partir de la resistencia
de punta obtenida desde ensayos de penetración
dinámicos.
4.2Fundamento
Gourvés et al. (1995; 1997) demostraron que el penetrograma resultante de un ensayo de penetración
realizado en un medio granular homogéneo, de densidad y contenido de agua constante, puede ser esquematizado en el espacio log(qd)-z a partir de dos
rectas que definen tres parámetros característicos: la
resistencia de punta a nivel superficial (qd o), la profundidad crítica (zc) más allá de la cual la resistencia de
punta es constante y la resistencia de punta constante
(qd), como es presentado en la Figura 1.
5. Control de compactación mediante el
penetrómetro ligero PANDA
Para realizar el control de compactación en tranques
de relave, determinando el grado de compactación y
el espesor final de capa compactado y considerando la
variabilidad que presenta in situ este tipo de materiales,
124 ]
libro construccion.indb 124
Revista de la Construcción
Volumen 11 No 1 - 2012
]
una alternativa posible de emplear es el penetrómetro dinámico ligero PANDA (Pénétromètre Autonome
Numérique Dynamique Assisté). Comparado con las
herramientas habitualmente empleadas para el control
de compactación (método cono de arena y densímetro
nuclear), el penetrómetro PANDA presenta una serie
de ventajas, tales como: rapidez en la ejecución del
ensayo, fácil repetitividad, versatilidad del equipo,
fiabilidad de los resultados obtenidos, sustentabilidad
ambiental, bajos costos y facilidad de transporte lo
que permite analizar lugares de difícil acceso como los
taludes de tranques de relaves. (Espinace et al. 2007)
5.1Equipo, funcionamiento y principio de control
El equipo PANDA es un penetrómetro dinámico ligero a
energía variable cuyo principio básico de funcionamiento consiste en hincar en el suelo, mediante el impacto de
un martillo de masa estándar (2,0 kg), un tren de barras
de 14,0 (mm) de diámetro provisto en su extremo de
punta cónica metálica de 2,0 (cm2) de diámetro.
El impacto de martillo genera una onda de esfuerzo
en la cabeza de golpeo, la cual se propaga hacia la
punta del penetrómetro generando la penetración.
Para cada golpe de martillo es registrada de manera
continua la penetración alcanzada (e) y la resistencia
de punta del suelo (qd), se obtiene con la adaptación
de la fórmula Holandesa (Ecuación 2).
qd =
Villavicencio G. - Breul P. - Espinace R. - Valenzuela P.
[
1 E
M
x x
Ac e M + P
páginas: 119 - 133
19-06-12 23:21
Donde M es la masa del martillo empleado, E la energía
aplicada, e la penetración de la punta en el suelo por
cada golpe de martillo, A c es el área de la punta y P
la masa del tren de barras y de la cabeza de golpe.
Una vez finalizado el ensayo, es posible observar de
manera inmediata la señal penetrométrica resultante
y las capas de suelo detectadas, en términos de la
resistencia qd. La profundidad máxima de penetración
en modalidades control de compactación es del orden
de 1.5 (m). Los valores máximos para la resistencia de
punta qd varían entre 20.0 a 30.0 (Mpa). (Gourvès
y Richard 1995; Gourvès y Zhou 1997; Benz, 2009).
100%, 110%), como se presenta en las Figuras 2a,
2b y 3. La variación de cada parámetro se describe
mediante una función tipo logarítmica, confirmando
los resultados obtenidos por Chaigneau (2001).
En líneas generales, el principio de control de compactación con el empleo del penetrómetro PANDA se
basa en la comparación de la señal penetrométrica
obtenida in situ, con una curva obtenida previa calibración en laboratorio o in situ del material a controlar,
considerando un grado de compactación y un estado
hídrico en particular.
Un ejemplo de la curva de control de compactación
obtenida de la metodología de calibración en laboratorio, es presentado en el Gráfico 1.
5.2 Metodologías de calibración
El fundamento teórico desarrollado para el realizar el
control de compactación con este penetrómetro, junto
a la correlación entre la resistencia de punta (qd) y la
densidad seca (gd), dieron origen a una serie de investigaciones para generar metodologías de calibración
in situ y en laboratorio.
Con el objetivo de obtener curvas de control de diferentes tipos de suelos y arenas de relaves, considerando la variación de sus características físicas
(granulometría), el gradiente de densidad al interior
de una capa compactada (efecto de fondo de capa),
el estado hídrico in situ al momento de realizar el
control, se investigó con el grado de compactación
habitualmente empleado para la construcción de obras
en suelo o materiales análogos. (Chaigneau, 2001;
Benz y Cancino, 2005; Villavicencio, 2009).
5.2.1 Calibración en laboratorio
La metodología general para la obtención de las curvas de control de compactación en laboratorio, se
fundamenta en la obtención de los parámetros característicos de un penetrograma obtenido en un medio
granular homogéneo, correspondientes a qd0, zc y
qd1, obtenidos para una humedad y un estado de
compactación especificado (Chaigneau, 2001; Benz y
Cancino, 2005). Para una serie de tres ensayos PANDA
realizados al interior de un molde de calibración, se
calculó el valor promedio de cada parámetro (qdo, qd1
y zc), considerando un estado hídrico en particular
(seco, medio o húmedo) y cinco niveles de compactación referidos al valor Proctor (85%, 90%, 95%,
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libro construccion.indb 125
]
Para un valor de densidad seca (gd), asociada a un
grado de compactación (OPN%, OPM%) y a un estado
hídrico particular, se obtienen los parámetros qd0,
qd1 y zc, que definen la curva de control de compactación. En la Tabla 3, se presentan los resultados de
la calibración realizada en arenas de relave clases 1 y
3, según clasificación propuesta.
Las curvas propuestas, obtenidas en condiciones controladas de laboratorio, permiten realizar el control de
compactación en tranques de relaves homogéneos,
principalmente en relación al grado de compactación
y estado hídrico in situ que presentan los materiales
al momento de realizar el control. Sin embargo, una
serie de experiencias desarrolladas por los autores en
diferentes tranques de arenas de relaves en operación,
han demostrado que la variabilidad generada in situ
por ambos factores produce una importante variación
en la resistencia de punta (qd).
5.2.2 Influencia del grado de compactación y su
humedad en la resistencia qd
Con el objetivo de analizar la influencia del grado
de compactación y su humedad en la resistencia de
punta (qd) de arenas de relaves, han sido construidas
en laboratorio una serie de probetas en moldes de
calibración. Los materiales empleados han sido compactados considerando cuatro grados de compactación
referidos al valor OPN (Optimo Proctor Normal) y considerando tres estados hídricos definidos en función
de la humedad óptima de compactación del material
(W op), presentados en la Tabla 4.
Los resultados obtenidos de los análisis realizados,
presentados en el Gráfico 2, permiten concluir:
– La resistencia de punta (qd) en arenas de relave es
sensible al estado hídrico y a la humedad in situ.
– Para un mismo grado de compactación y diferentes
estados hídricos, en arenas de relave se obtienen
diferentes valores de resistencia de punta (qd).
Estos dos aspectos son fundamentales para realizar el
control de compactación mediante el penetrómetro
PANDA. En efecto, durante la fase de construcción
Villavicencio G. - Breul P. - Espinace R. - Valenzuela P.
[
Revista de la Construcción
Volumen 11 No 1 - 2012
[ 125
19-06-12 23:21
Figura 2. a) Relación entre la resistencia de punta y la densidad seca (γd). a) Resistencia de punta superficial (qd0). b)
Resistencia de punta constante (qd1).
Figura 3. Figura 3: Relación entre la profundidad crítica (zc) y la densidad seca (γd)
Tabla 3. Parámetros penetrométricos curva de calibración de laboratorio. Arenas de relaves clases 1 y 3
Clase
Parámetros de compactación
Curva de control de compactación
OPN (%)
Wop (%)
qd0 (Mpa)
qd1 (Mpa)
zc (cm)
1
95
14,5
0,99
4,98
0,31
3
95
13,4
0,47
9,40
0,46
126 ]
libro construccion.indb 126
Revista de la Construcción
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Villavicencio G. - Breul P. - Espinace R. - Valenzuela P.
[
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19-06-12 23:21
Gráfico 1. Curva de control de compactación.
Calibración en laboratorio. Grado de compactación:
95% OPN, humedad óptima: 14,5%.
Arena de relaves clase 1
Gráfico 2. Variación de la resistencia de punta (qd) en
función del grado de compactación Proctor Normal
(OPN) y del estado hídrico. Resultados de laboratorio
presentarán las arenas de relave al momento de su
control in situ.
En respuesta a lo anterior, con el objetivo de considerar en el proceso de control de compactación de
tranques de arena de relaves, la variabilidad material,
la variabilidad del grado de compactación y del estado
hídrico, investigaciones desarrolladas por Villavicencio
(2009) permitieron generar una metodología de calibración in situ.
5.2.3 Calibración in situ
Tabla 4. Clasificación del estado hídrico en función de la
relación entre la humedad natural y la humedad óptima
de compactación
Estado hídrico
Rango
Seco
1,10 Wop ≤ Wnat < 1,25
Medio
0,90 Wop ≤ Wnat < 1,10
Húmedo
0,60 Wop ≤ Wnat < 0,90
de tranques de arenas de relave, los controles de
compactación normalmente son realizados en capas
con diferentes “edades” de depositación. Por lo tanto, las curvas de control de compactación a emplear,
deben considerar como dato el estado hídrico que
páginas: 119 - 133
libro construccion.indb 127
]
El principio de calibración in situ se basa en la obtención de una curva de control de compactación PANDA,
para un tipo de material específico, una humedad y
grado de compactación in situ previamente definido
(en función del número de pasadas y espesor de capa).
Para tal efecto son construidas canchas de calibración,
cuyas dimensiones son definidas en función de la maquinaria empleada para el proceso de compactación
y de la superficie de descarga de las arenas de relave
cicloneadas.
Según las dimensiones de la cancha de calibración
construida, en el eje longitudinal se definen al menos
5 puntos de control geotécnico donde son realizados
ensayos PANDA, cono de arena (ensayo de referencia
para el control de compactación en tranques de relave)
y extraen muestras para su posterior caracterización en
laboratorio, mediante ensayos Proctor, granulometrías
y densidad de las partículas sólidas. El proceso de calibración es nuevamente realizado si las características
físicas de las arenas de relave varían y/o si es cambiada
la maquinaria de compactación.
Villavicencio G. - Breul P. - Espinace R. - Valenzuela P.
[
Revista de la Construcción
Volumen 11 No 1 - 2012
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La Tabla 5, muestra las características físicas de las arenas
de relave empleadas, en conjunto con el estado hídrico
que presentaron las canchas de calibración construidas.
Los penetrogramas obtenidos se tratan matemáticamente, con el objetivo de eliminar el ruido de fondo
de la señal obtenida. Mediante un análisis de regresión
simple es obtenida la curva de control asociada con
las arenas de relave, su humedad in situ, su grado
de compactación asociado y con el espesor de capa
depositado. En el Gráfico 3 se presentan las curvas de
control de compactación obtenidas en tres tranques
de arenas de relaves, mediante la metodología de
calibración in situ.
Tablas 5. Características físicas de arenas de relaves. Estado hídrico de las canchas de calibración in situ
Tranque
Curva
1
2
3
% de finos
D50 (mm)
Gs
%Wnat
Estado
hídrico
%Wop
Mín.
Máx.
Mín.
Máx.
Mín.
Máx.
Mín.
Máx.
Nº 1
20
38
0,111
0,16
2,96
3,28
6,1
14,8
13,9
Seco
Nº 2
21
50
0,08
0,143
3,05
3,33
6,9
16,3
15,9
Seco
Nº 1
18
26
0,160
0,305
2,86
2,99
4,4
8,8
15,3
Muy seco
Nº 2
24
32
0,133
0,185
2,78
2,94
3,1
9,9
16
Muy seco
Nº 1
23
40
0,133
0,215
2,98
3,29
5,0
9,9
13,3
Muy seco
Nº 2
22
38
0,122
0,196
2,99
3,12
3,5
8,4
14,5
Muy seco
Gráfico 3. Curvas de control de compactación.
Calibración in situ. Grado de compactación
igual a un 95% OPN
5.3Validación del control de compactación
mediante el ensayo PANDA
Los resultados obtenidos de una serie de investigaciones realizadas en diversos tranques de arenas
de relave chilenos (Benz et al. 2005, Espinace et al.
2007, Villavicencio, 2009), indican que el factor de
correlación entre la densidad seca obtenida con el
ensayo de penetración PANDA (gd PANDA) y la densidad
seca obtenida empleando el método del cono de
arena (gd CONO), es cercano a la unidad (C≈1), como es
presentado en la Tabla 6.
6. Caso de aplicación
6.1Control de compactación superficial
Se presenta un caso de aplicación de control de compactación con el penetrómetro PANDA en un tranque
de relave de la gran minería del cobre. La curva de
control, del Gráfico 4, se obtuvo de la metodología
de calibración in situ anteriormente descrita.
En el tranque experimental fueron definidos dos sectores (1 y 2), donde fueron realizados una serie de
128 ]
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Tabla 6. Correlación entre resultados ensayo PANDA y cono de arena
Sector
Muro
tranque
Cono
de arena
PANDA
Proctor
Normal
OPN (%)
Factor
C
qd (Mpa)
gdmáx
(gr/cc)
Cono
de arena
PANDA
1.821
1.609
1.851
99
98
0.989
1.803
1.804
1.283
1.851
97
96
0.989
1.829
1.828
1.735
1.851
99
99
1.000
gd
(gr/cc)
gd
(gr/cc)
Coronamiento
1.827
Medio talud
Pie de talud
Gráfico 4. Curva de control de compactación para el empleo del penetrómetro PANDA
ensayos de cono de arena para la determinación del
grado de compactación in situ de las arenas de relave
depositadas, referido a la densidad máxima compactada seca (Proctor Normal). En la Tabla 7 se presentan
los resultados obtenidos del análisis estadístico de los
datos obtenidos en cada punto de ensayo.
El sector 1 fue compactado al 91% OPN, determinado
a partir del método del cono de arena. Los penetrógramas obtenidos de los ensayos PANDA, se encuentran
a la izquierda de la curva de control de compactación
propuesta, es decir en la zona de rechazo que clasifica
páginas: 119 - 133
libro construccion.indb 129
]
el grado de compactación obtenido como inadecuado
(Gráfico 5).
El sector 2 corresponde a una zona del muro resistente
recientemente compactado, según la metodología
habitualmente empleada para la construcción del
tranques de relave en estudio. La comparación de los
resultados obtenidos indica que las señales penetrométricas se encuentran a la derecha de la curva de
control de compactación, en la zona de aceptación
donde la compactación es clasificada como aceptable
(Gráfico 6).
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Tabla 7. Resultados control de compactación con cono de arena. Sectores 1 y 2
Sector
Densidad seca in situ, gd (grs/cc)
Grado de compactación, OPN (%)
Humedad natural (%)
Media
Desv. Est.
CV%
Error
Media
Desv. Est.
CV%
Error
Media
Desv. Est.
CV%
Error
1
1,541
0,0326
2,12
0,007
91,1
1,234
1,35
0,309
16,4
2,697
16,4
0,551
2
1,627
0,0098
0,60
0,002
97,0
0,588
0,61
0,120
14,0
1,393
9,9
0,284
Gráfico 5. Control de compactación. Penetrómetro PANDA. Sector 1
Gráfico 6. Control de compactación. Penetrómetro PANDA. Sector 2
130 ]
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Villavicencio G. - Breul P. - Espinace R. - Valenzuela P.
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6.2Estimación de la variabilidad de una capa de
arenas de relave compactada
Es importante considerar en el control de una capa
compactada de arenas de relave, la variabilidad material, estructural y el estado hídrico in situ, como fue
señalado en los párrafos precedentes. La facilidad y
rapidez en la ejecución de los ensayos de penetración
PANDA, permite multiplicar los ensayos y analizar en
superficie y profundidad el grado de compactación
de una o varias capas de arenas compactadas. Las
señales penetrométricas obtenidas en conjunto con
métodos de simulación o representación espacial,
permiten reconstruir un volumen de arenas de relave
depositado, hasta la profundidad máxima alcanzada
por los ensayos de penetración realizados.
En las figuras 4 y 5 se presentan los resultados obtenidos desde la representación espacial in situ de
una capa de arenas de relave compactada de manera
mecánica, a partir de la realización de 6 ensayos de
penetración PANDA. El modelo de interpolación que
permitió representar de mejor manera la variación de la
resistencia de punta (qd) y su estructuración espacial,
corresponde al método del inverso de la distancia anosotrópico. Las dimensiones de la capa, corresponden a
un ancho igual a 3,0 (m) y una longitud en dirección
talud “aguas abajo” de 70,0 (m). Como herramienta ha
sido empleado el programa computacional Rockwork
15. Los resultados obtenidos pueden ser aplicados
en los modelos de análisis de estabilidad de tranques
de arenas de relave, considerando la variabilidad que
presenta este tipo de depósitos, identificando zonas
Figura 4. Perfil longitudinal obtenido en función de la resistencia de punta (qd). Escala métrica
Figura 5. Reconstitución volumétrica de una serie de capas de arenas
de relave de depositadas, en función de la resistencia de punta (qd)
páginas: 119 - 133
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]
Villavicencio G. - Breul P. - Espinace R. - Valenzuela P.
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Revista de la Construcción
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de diversa resistencia y comportamiento mecánico.
De esta manera sería posible estimar la probabilidad
de falla asociada en este tipo de depósitos, aspecto
no considerado actualmente por la práctica ingenieril.
7. Conclusiones
Los resultados obtenidos consolidad la aplicación del
ensayo PANDA como una nueva alternativa, precisa,
eficaz y económica para el control de compactación
de tranques de arenas de relaves pertenecientes a los
diversos sectores de la minería chilena del cobre.
ser identificadas las zonas con un mayor potencial de
inestabilidad mecánica y establecer la probabilidad de
falla asociada a estos depósitos mineros.
Actualmente los autores de este artículo se encuentran
desarrollando un proyecto para elaborar una norma
nacional para el control de calidad del proceso de compactación, empleando el ensayo PANDA, transfiriendo
esta tecnología que ya se encuentra en aplicación
en Europa, Estados Unidos y países de Asia. De esta
manera se pretende obtener una guía alternativa que
produzca mejoramiento en la condición de estabilidad
mecánica de un tranque de relaves durante la fase
operacional y de abandono.
La metodología propuesta permite determinar in situ, el
grado de compactación en profundidad y el espesor de
capa depositado, considerando la variabilidad material
y estructural que presentan los tranques de arenas de
relave, aspecto no considerado hasta ahora por la ingeniería de nuestro país. De esta manera se responde y
se complementan los requerimientos establecidos en la
legislación vigente y principalmente en el D.S 248 Of.
2007, innovando en los aspectos relacionados con el
control de compactación de los depósitos de relaves.
Este artículo ha sido desarrollado dentro del contexto
del proyecto Corfo-Innova 08CM01-13. Los autores
agradecen el patrocinio a la Dirección de Investigación
de la Pontificia Universidad Católica de Valparaíso, y de
las empresas Geotecnia Ambiental LTDA y Sol Solution
(Francia) por la valiosa información aportada.
La rapidez en la ejecución del ensayo PANDA y la continuidad de medidas de resistencia a la penetración en
profundidad, permiten cuantificar la variabilidad espacial y temporal de las propiedades geotécnicas de las
arenas de relave, utilizando métodos de estimación estadística y simulación espacial. De esta manera podrán
El desarrollo de este artículo contó con la importante colaboración del Dr. Juan Palma González,
Profesor Titular de la Pontificia Universidad Católica
de Valparaíso, y del Profesor Andy Fourie (School of
Civil and Resources Engineering. University of Western
Australia).
132 ]
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Revista de la Construcción
Volumen 11 No 1 - 2012
]
Agradecimientos
Villavicencio G. - Breul P. - Espinace R. - Valenzuela P.
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libro construccion.indb 133
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Villavicencio G. - Breul P. - Espinace R. - Valenzuela P.
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[ 133
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Certification of the quality
of housing in Chile:
a benchmarking with
international certification
systems
Certificación de la calidad
de viviendas en Chile:
Análisis comparativo con
sistemas internacionales
Autores
RAMÍREZ, V. Pontificia Universidad Católica de Chile,
[email protected]
Santiago, Chile
SERPELL, A. Pontificia Universidad Católica de Chile,
[email protected]
Santiago, Chile
134 ]
libro construccion.indb 134
Fecha de recepción
17/03/2011
Fecha de aceptación
23/11/2011
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Resumen
La necesidad de crear un sistema que
coadyuve al mejoramiento de la calidad de las viviendas y genere confianza en el cliente de que el producto que
adquiere cumple con los requisitos
establecidos, ha creado la necesidad
de la certificación de la calidad de las
viviendas. Un sistema de certificación
de calidad puede ayudar a identificar y
satisfacer las necesidades de los clientes de viviendas en factores tan importantes como la seguridad, la confianza,
y la integración de los aspectos de funcionabilidad y habitabilidad. En este
contexto, el sistema adquiere importancia para las empresas inmobiliarias
y constructoras que desean mantenerse competitivas y mejorar. En este trabajo se realiza una comparación de los
modelos de Certificación de Calidad
de Vivienda existentes a nivel internacional y el Sistema de Certificación de
Calidad otorgado por el Departamento
de Investigaciones Científicas de la
Universidad Católica de Chile. En primer lugar, se realiza una revisión de
la literatura considerando las fortalezas y debilidades de los modelos
existentes; en segundo lugar, se realiza
una descripción del sistema de certificación de la calidad de las viviendas
chileno.
Palabras clave: Certificación, calidad, viviendas.
Abstract
Creating a system that helps to
improve the quality of building houses
and generates trust for a customer
is a must. Each customer needs to
be confident in the product that he
or she is buying, and that this house
or apartment meets the appropriate
standards. Within this context,
certifying the quality of housing
construction has created a need. A
quality certification system could help
identifying and satisfying the needs of
customers interested in buying houses,
in variables such us, safety, trust, and
functionality. The system acquires
more relevance for construction and
realty state companies willing to stay
competitive and to improve their
p r o c e s s e s . We c o m p a r e d i f f e r e n t
certification quality models for housing
on an international a national level
that includes the system created by the
Catholic University of Chile. First, we
present a literature review considering
strengths and weaknesses of current
models; second, we describe the
actual system for certifying housing
construction in Chile.
Keywords: Certification, quality, housing.
páginas: 134 - 144
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]
Ramirez, V., Serpell, A.
[
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1. Introducción
La vivienda constituye una necesidad primordial del
hombre: proporciona seguridad, funcionabilidad y
habitabilidad. Para cumplir con las exigencias de los
clientes y consumidores a un costo razonable, la calidad resulta un factor determinante. Al elegir una
vivienda, las expectativas de los clientes incluyen
obtener una vivienda que ofrezca la mejor calidad y
el mejor producto. Esto ha obligado a las empresas
constructoras e inmobiliarias a modificar su forma
de pensar para mantenerse competitivas y ofrecer
un producto de acuerdo a las necesidades de los
clientes. La calidad en la construcción de viviendas a
nivel nacional e internacional ha adquirido gran relevancia debido al impacto que las fallas de calidad del
inmueble tienen sobre el usuario final. Se estima que
en Estados Unidos de América, el Reino Unido, y en
América Latina, los costos por fallas de calidad varían
entre 5 y 25% del costo total del proyecto (Low et al.,
citados en Gracia & Dzul, 2007). En Chile, según estudios realizados por la Pontificia Universidad Católica,
se estiman estos costos entre 15 y 25% del costo de
cada vivienda. Según Izaguirre (2005), los problemas
de la calidad en las viviendas afectan a la estructura
y mantenimiento del inmueble y traen como consecuencia: un aumento en los costos y una disminución
en los niveles de sostenibilidad de la edificación y el
entorno urbano. A las fallas de calidad detectadas en
la construcción de viviendas, se suma la necesidad
por parte de las empresas de reducir los costos de no
calidad y postventa (Serpell, 2004). En este contexto,
la certificación otorga una garantía del producto que
se obtiene antes de la adquisición. Esto permite al
cliente evaluar la decisión de adquirir o no un bien
con confianza y tranquilidad. La entidad certificadora
Qualitel afirma que optar por la certificación trae como
beneficios: diferenciarse en un mercado competitivo,
dar respuesta a las preocupaciones de los clientes, y
reconocimiento a través de la marca de certificación.
Esta certificación puede ser obtenida por una empresa
constructora o inmobiliaria solicitando el servicio a un
organismo acreditado, el se asegura del cumplimiento
de las bases técnicas y del cumplimiento de estándares.
2. La calidad de las viviendas
y su importancia
Entender la importancia de la calidad es un tema
subjetivo. Estudios relacionados con la calidad de las
viviendas demuestran insatisfacción por parte de los
clientes. Este nivel se insatisfacción se puede traducir
en la sensación de haber realizado una mala inversión
o selección en su compra. Yang & Zhu (2006) analizan
136 ]
libro construccion.indb 136
Revista de la Construcción
Volumen 11 No 1 - 2012
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un índice de satisfacción de la calidad de las viviendas
en China. Ayman & Al-Momani (2003) afirman que
conocer la satisfacción del cliente ayuda a determinar
factores que mejoren la calidad de las viviendas y aumenta los beneficios de la empresa creando clientes
leales y satisfechos. Kelada (1992) afirma que para
obtener un nivel óptimo de calidad es necesario que
tal nivel exista en todas las etapas del proceso. Ayman
& Al-Momani (2003) aseveran que existen grandes
deficiencias en el nivel de calidad de las viviendas en
Jordania y que los clientes tienen muy poca o ningún
tipo de participación en aspectos relacionados a los
atributos que debe poseer su vivienda; afirman además, que la información que se puede obtener de los
clientes puede ser una herramienta competitiva para las
empresas. Mills et al. (2009) sostienen que la corrección
de defectos por mala calidad de las viviendas alcanzan
un 4% del valor del proyecto por trabajos rehechos
en Australia. Los trabajos de Sui & Hui (2004), Kazaz
& Talat (2005) confirman la existencia de problemas
causados por la mala calidad en la construcción de las
viviendas y proponen sistemas orientados a disminuir
las desviaciones, los trabajos rehechos y la cantidad de
defectos con el fin de mejorar el nivel de calidad de
estas. Chiu & Sub (2010) concluyen que los clientes
consideran tres aspectos al adquirir una vivienda: precio, comodidad y calidad, siendo la calidad el aspecto
más importante. Love & Hi (2000) manifiestan que la
certificación otorgada por una tercera parte representa
un proceso que puede llegar a ser largo y tedioso para
una empresa constructora, llegando a ser una barrera
para su correcta implementación. García & Solís (2008)
aseveran que los sistemas de calidad en el sector de
la construcción “son objeto de cuestionamiento por
las empresas constructoras, llegando a considerarse
además de procesos largos, costosos y disfuncionales”. Ghone (1995) citado en Love & Li (2000) señalan
que para algunas empresas constructoras pequeñas y
medianas certificarse no agrega valor, representando
una carga adicional de trabajo y un alto costo la introducción de un sistema de calidad. Love & Li (2000)
afirman que los requisitos de la serie de normas ISO
9000 siguen representando un obstáculo para las empresas constructoras. En Chile, en los últimos años se
ha impulsado fuertemente la ejecución de programas
y planes orientados a garantizar un mejor nivel de
calidad y productividad, que además mejoren los procesos constructivos y de diseño. Ante la inexistencia
de estudios en esta área, este trabajo es un paso en
esta dirección a fin de reconocer las mejores prácticas
en la construcción que puedan servir de herramientas
de mejora de la calidad en las viviendas.
Ramirez, V., Serpell, A.
[
páginas: 134 - 144
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3. Metodología
La metodología utilizada tiene como finalidad examinar la literatura publicada para: (i) Conocer los
modelos de certificación de calidad existentes a nivel
nacional e internacional; (ii) Realizar una comparación
de los modelos de certificación existentes y el modelo
de certificación chileno para identificar las fortalezas
y debilidades del sistema; (iii) Analizar los resultados
obtenidos para detectar oportunidades de mejora.
Se realizó una revisión de revistas científicas, documentos, tesis, libros, y conferencias seleccionando aquellos
documentos más atingentes desde doce años atrás a la
fecha– relacionados con la certificación de la calidad
de las viviendas. Adicionalmente, se consultaron expertos nacionales en el tema. Posteriormente se realizó
una selección y clasificación de los documentos más
importantes de las fuentes de información consultadas
según el contenido y criterios –primera evaluación–.
Luego, se verificó la información consultada en base a
los objetivos de la información –segunda evaluación–.
El análisis y síntesis de la información permitió ordenar
la información que se obtuvo y evaluarla de acuerdo a
los objetivos del estudio, y revisar las congruencias de
los modelos de certificación existentes. Se agruparon
los estudios cuyos resultados son equivalentes para
resumirse de forma breve. Finalmente, basados en la
revisión de la literatura se realizó una comparación de
los modelos de certificación existentes, identificando
las fortalezas y debilidades del sistema de certificación
de calidad chileno.
4. Panorama de la certificación de la
calidad de las viviendas
Debido a la necesidad de ofrecer una garantía al cliente
del producto que obtiene, se requiere de un organismo
certificador que supervise y asegure el cumplimiento
de los estándares, garantizando que la vivienda se
construye conforme a las normas establecidas. La
certificación es un concepto que en países tales como
Francia y Estados Unidos, es parte de los aspectos que
debe considerar un proyecto habitacional. Estos se
diseñan y construyen bajo estándares de calidad y el
cumplimiento de las normativas vigentes. Actualmente,
en Chile existen instituciones que evalúan la calidad de
las viviendas las cuales otorgan la certificación según
la metodología particular de aplicación de cada una.
Love & Li (2000) mencionan que tradicionalmente la
certificación se aplica únicamente a productos y consiste en un proceso por medio del cual una tercera
parte entrega por escrito una garantía de que el producto cumple con los requisitos especificados. A nivel
páginas: 134 - 144
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nacional, el Instituto Nacional de Normalización define
la certificación como “…el procedimiento por el cual
una tercera parte entrega un aseguramiento escrito de
que un producto, proceso, persona, sistema de gestión
o servicio cumple con requisitos especificados”. La
entidad certificadora es la empresa u organismo que
está debidamente acreditado para certificar que la
vivienda cumple con todas las condiciones y requisitos
dispuestos en las bases establecidas.
La mayoría de sistemas de gestión para asegurar la
calidad de las viviendas están basados en la verificación del cumplimiento de las normas ISO 9000.
Este tipo de certificación es la más utilizada para
garantizar y controlar los estándares de la calidad en
la industria de la construcción a nivel internacional.
Ofori & Gang (2001) reportan un estudio realizado
en la industria de la construcción en Singapur relacionado con percepciones, motivaciones, beneficios y
problemas de implementar ISO 9000. Sus principales
resultados indican que las empresas no encontraron
problemas significativos en la implementación y que
esta ha asegurado un impacto positivo de largo plazo
en el desarrollo de la industria. Chini & Valdez (2003)
realizan una revisión de la literatura y una encuesta a
empresas que han recibido la certificación ISO 9000 en
esta industria, concluyendo que es “una herramienta
apropiada y efectiva para la industria de la construcción en EE.UU.”. Recientemente, Kong, Gómez &
Hamid (2010) clasifican los beneficios obtenidos por
empresas certificadas ISO 9001 en la industria de la
construcción en Malasia. Por su parte, Ali & Rahmat
(2010) examinan los beneficios de implementar el
estándar en industrias de la construcción en Malasia,
concluyendo que los dos elementos más importantes
para medir el desempeño de un proyecto de construcción son la funcionalidad y la satisfacción del
cliente, siendo el tiempo y el costo factores menos
importantes.
De forma análoga, en Chile la certificación se basa
principalmente en la normativa ISO 9000. La Dirección
de Investigaciones Científicas y Tecnológicas de la
Pontificia Universidad Católica de Chile –DICTUC S.A.–
realiza la certificación del producto –vivienda– basado en la norma ISO/CASCO, equivalente a la norma
nacional INN 100-611 siendo el único organismo que
otorga una certificación de la calidad del producto.
5. Análisis de los sistemas de
certificación de calidad internacionales
A continuación se presenta en la Tabla 1 un resumen
de los modelos de certificación de calidad de las viviendas. Como se observa, los métodos de certificación de
Ramirez, V., Serpell, A.
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calidad de las viviendas están orientados principalmente a la verificación del cumplimiento de los estándares
de calidad técnicos de las viviendas y aspectos de
habitabilidad. Países como Francia, España y Nueva
Zelandia incorporan aspectos medioambientales y de
eficiencia energéticas para mejorar la calidad de la
vivienda. Los sistemas de certificación de calidad de
las viviendas utilizados en otros países es otorgada por
organismos acreditados que tienen como característica
general mejorar la calidad de las viviendas y ofrecer
una garantía que otorgue confianza y seguridad a los
usuarios. Tienen características comunes como el interés por parte del gobierno en establecer sistemas de
certificación que otorguen una garantía de calidad de
las viviendas por medio de la verificación del cumplimiento de estándares establecidos que son requisitos
para las empresas constructoras y son otorgados por
un ente externo. Se diferencian en los aspectos de
certificación que incluyen.
En Chile, los organismos que otorgan una certificación
de calidad de las viviendas extienden una garantía del
cumplimiento de los requisitos conforme a las exigencias de los estándares de calidad mínimos establecidos
por cada entidad. La metodología consiste en la verificación del cumplimiento de la normativa vigente de
acuerdo a los aspectos que incluye: aspectos técnicos
de calidad, medioambientales, de eficiencia energética
y de habitabilidad.
En base a la revisión anterior, podemos constatar que
existen distintos enfoques, lo que a su vez varía entre
los países. Por tal razón, el presente trabajo permite
proporcionar elementos que contribuyan a una visión
más amplia de las tendencias respecto a la realidad
chilena.
6. Modelo de certificación ISO/CASCO
La certificación ISO/CASCO –Assessment and verification of conformity to standards and technical specifications– es un modelo de certificación de conformidad
de productos que confirma el cumplimiento de ciertos
estándares, reconocido a nivel internacional.
ISO /CASCO Nº 5 es el modelo base del manual de
bases técnicas de certificación de la calidad de las viviendas DICTUC S.A. Implica la realización de muestras
de partidas constantemente y la evaluación del control
de calidad de la obra. La evaluación que se realiza
para el control de la calidad tiene como propósito la
verificación de que la empresa posee un sistema de
control de la calidad que sirva como herramienta para
verificar los distintos procesos y el producto final.
138 ]
libro construccion.indb 138
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La diferencia entre las normas de certificación ISO
9001:2008 y el modelo ISO/ CASCO N o 5 básicamente
consiste en que la norma ISO 9001 proporciona los requisitos genéricos para sistemas de gerencia y no para
los productos o servicios. La norma ISO 9001:2008 no
certifica productos.
De la comparación de los aspectos que contiene el
modelo de certificación ISO/CASCO Nº 5 y el modelo del Sistema de Certificación de la Calidad de las
Viviendas-SCCV se infiere que existe un alto grado de
consistencia entre ambos, lo cual permite comprobar
la solidez del modelo del SCCV y garantizar a los
clientes el cumplimiento de estándares nacionales e
internacionales. El modelo SCCV entrega confianza y
flexibilidad con un control eficiente de cada uno de
los elementos que componen un proceso.
7. El modelo de certificación de
calidad chileno DICTUC S.A.
Origen del sistema de certificación de la calidad de
las viviendas
El interés en el mejoramiento de la calidad de la construcción es un tema que ha sido de gran preocupación
para las empresas del sector de la construcción, particularmente en el sector de las viviendas.
En el año 2003, DICTUC S.A. con apoyo del Fondo
Nacional de Desarrollo Tecnológico y Productivo
–FONTEC– desarrolló un sistema de certificación de
la calidad de las viviendas que incluye aspectos adicionales –requerimientos de clientes en cuanto a su
uso, habitabilidad, seguridad, comodidad y durabilidad–. Este permite otorgar una garantía al cliente que el producto que adquiere, cumple con los
requerimientos establecidos en el Manual de Bases
Técnicas de Certificación de Vivienda –MBTCV– e
incluye las etapas de diseño y construcción de las
viviendas. Inicialmente se sometieron cinco empresas
constructoras al proceso de evaluación para verificar
el cumplimiento de requisitos de certificación. La
primera empresa constructora obtuvo la certificación
de calidad en el año 2006.
Actualmente, DICTUC S.A. realiza la aplicación del
SCCV a través de su filial, Sistemas de Productividad y
Gestión S.A. –SPG–. La aplicación del sistema se basa
en el cumplimiento de los estándares mínimos de
calidad en las etapas de diseño y construcción orientados a la satisfacción de los clientes. Estos requisitos
se contemplan en el manual de bases de certificación
del DICTUC S.A. basados en la normativa vigente para
Ramirez, V., Serpell, A.
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asegurar que la vivienda cumple con los requerimientos
mínimos de los clientes, considerando aspectos de funcionabilidad y habitabilidad (Serpell, 2004). El objetivo
del manual es que se utilice como herramienta para
medir la calidad de las viviendas a través de la identificación de las fallas de calidad (Serpell & Labra, 2002).
Figura 1. Estructura del MBTCV
ETAPA I
Evaluación del sistema de aseguramiento de
calidad de la empresa.
7.1Descripción del sistema de certificación de la
calidad de las viviendas
El objetivo principal del SCCV, también conocido como
“Sello de Calidad”, es brindar confianza y seguridad
del producto que se obtiene por medio del cumplimiento de los estándares de calidad basados en el
MBTCV. Adicionalmente, el Sello actúa como un mecanismo eficaz de control de la gestión de la calidad
de la construcción para las empresas constructoras e
inmobiliarias.
ETAPA II
Procedimientos de revisión en la etapa de
diseño del proyecto.
ETAPA III
Procedimientos de revisión de la etapa de
construcción del proyecto.
7.2Requerimientos de las empresas para obtener la
certificación de la calidad
La empresa interesada debe someterse a la evaluación
inicial que exige el MBTCV a fin de asegurar la aplicación correcta de la metodología. Si la empresa no
cumple con el sistema de aseguramiento de calidad
adecuado, se realiza una asesoría para la implantación. Esto incluye definir la estructura organizacional
de la calidad y las responsabilidades del personal de
obra en términos de especificaciones de calidad. Los
cuatro requerimientos que debe cumplir la empresa
postulante son: Compromiso de la gerencia, Personal
capacitado, Implementación de un plan de la calidad
dentro de la empresa, y Establecer las condiciones
mínimas de trabajo.
7.3Condiciones para la otorgación de la
certificación de la calidad
Para que la certificación de la calidad de las viviendas
sea otorgada es necesario el cumplimiento de los requisitos establecidos en MBTCV, el cual se basa en la
verificación in situ de la calidad de la construcción de
la vivienda. Un resumen de las actividades se muestra a
continuación en la Figura 1 junto con una descripción
de cada una de ellas.
Etapa I. Evaluación del sistema de aseguramiento de
la calidad. Se verifica la existencia de procedimientos
de controles y registros en cada uno de los procesos
–diseño y construcción–.
Etapa II. Procedimientos de revisión en la etapa de
diseño del proyecto. Se establecen las condiciones
páginas: 134 - 144
libro construccion.indb 139
]
ETAPA IV
Evaluación del manual de uso y mantención
de la vivienda.
Fuente: Serpell& Labra (2002).
generales que la empresa debe cumplir en el proceso
de certificación: documentación técnica de la obra,
información completa y coherente, cumplimiento de
las normas establecidas para cada procedimiento de
los aspectos formales mínimos, documentación y certificados consistentes con las actividades de las demás
especialidades.
Etapa III. Revisión y aprobaciones de los elementos
durante la etapa de construcción de la vivienda. El
MBTCV exige a la empresa verificaciones in situ, que
esta garantice la información como parte de los procedimientos de inspección para asegurar la calidad
basados en los estándares de calidad basados en la
norma ISO/CASCO.
Etapa IV. Manual de uso para el propietario de uso y
mantención de la vivienda. Este manual es entregado
al cliente por parte de la empresa constructora siguiéndolas estructuras definidas por el MBTCV. Incluye
instrucciones para su uso y mantención y el cuidado
Ramirez, V., Serpell, A.
[
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Volumen 11 No 1 - 2012
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19-06-12 23:21
del inmueble ante eventuales problemas, preservando
su durabilidad y funcionalidad.
8. Descripción del procedimiento de
supervisión y criterios de aceptación
con el NCA para su aprobación. Dependiendo de los
distintos niveles de riesgo –Bajo, Normal, Máximo– los
cuales son identificados para determinar el NCA, se
determina la cantidad de elementos que deben ser
aceptados o rechazados según el nivel de riesgo de
la partida y el tipo de inspección: normal, rigurosa o
reducida.
8.1Plan de muestreo
Procedimiento de inspección
El tipo de muestreo que utiliza el SCCV es por atributos, el cual consiste en la verificación in situ de los
elementos seleccionados dependiendo de las características de las partidas. Los estándares del plan de
muestreo por lote por atributos están basadas en la
NCh2237 Of. 1999 que corresponde a la homologación con la norma internacional ISO 2859-1 consistentes con la atributos están basadas en la NCh2237
Of. 1999 que corresponde a la homologación con la
norma internacional ISO 2859-1 consistentes norma
Military Standard, Sampling Procedures and Tables for
Inspection by Atributes, MIL STD 105D. Este plan de
muestreo de aceptación por lotes se realiza por medio
de la inspección por atributos de una muestra definida
en cada uno de los lotes. Dependiendo de la cantidad
de unidades conformes o no conformes al mínimo
requerido, se acepta o se rechaza el lote.
Dependiendo de las características de la partida y su
impacto en el producto final se determina el nivel de
riesgo considerado. A partir del nivel de riesgo, se
determina el porcentaje de elementos defectuosos de
cada una de las partidas y el NCA.
8.2 Nivel de calidad aceptable
El Nivel de Calidad Aceptable –NCA– se define como
el porcentaje máximo de elementos defectuosos o de
no conformidades a ser considerados satisfactorio
para cada partida. Para cada una de las partidas, se
considera una cantidad de elementos defectuosos
aceptables dependiendo del tamaño de la muestra y
del grado de criticidad del elemento según el impacto
en la obra. Además se contempla un número de no
conformidades permitidas y el porcentaje de elementos defectuosos con respecto a los elementos que se
verifican en la inspección. La determinación del NCA
de los elementos defectuosos definido en el MBTCV
se presenta en la Tabla 2.
En caso de que la partida no cumpla con el NCA se
detecta una no conformidad que debe ser atendida
e informada para implementar un plan de acción y
mejora.
A menos que el organismo que certifica indique lo
contrario, la inspección se inicia con una condición
de inspección normal. El cambio de tipo de inspección normal a reducida, de reducida a normal, o de
normal a rigurosa, se aplica cuando se cumplen las
condiciones determinadas en el MBTCV. El proceso
de inspección se realiza dependiendo del avance de
la obra. Las revisiones se verifican por un profesional
acompañado de uno o dos técnicos según las necesidades de inspección.
La inspección de la partida del lote que se selecciona
se realiza de forma aleatoria en terreno a partir de
la muestra que se obtiene. Se define el tamaño de la
muestra de acuerdo a los criterios mencionados anteriormente y se divide el lote en grupos de elementos de
acuerdo al nivel de avance de la obra, donde la muestra es repartida en forma proporcional a los tamaños
de los grupos. De no encontrarse una no conformidad,
Tabla 2. Nivel de calidad aceptable
8.3Selección del tamaño de la muestra
La determinación del tamaño de la muestra se realiza dependiendo del tamaño del lote de la partida a
inspeccionar y el nivel de riesgo de esta para alcanzar
un nivel de calidad aceptable. Una vez realizada la
inspección, se analiza si el elemento cumple con el
NCA para su aprobación. Dependiendo de los distintos
niveles de riesgo –Bajo, Normal, Máximo– los cuales
son identificados para determinar el NCA, se determina el tamaño del lote y el nivel de riesgo aplicable a las
viviendas según el MBTCV para determinar la cumple
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Nivel de calidad
aceptable (NCA)
Elementos
defectuosos
Máximo
1,00%
Normal
2,5%
Mínimo
4,0%
Fuente: Norma NCh2237 Of. 1999.
Homologación de la norma internacional ISO 2859-1.
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Tabla 1. Comparación de modelos de certificación
Fuente: Serpell& Labra (2002).
se pasa al siguiente lote para obtener nuevas muestras
a inspeccionar y así sucesivamente hasta concluir con
el lote. En el caso de que la inspección identifique
durante la inspección una partida defectuosa, los
operadores encargados de la verificación y cumplimiento in situ prestan asesoría que permita mejorar
la ejecución de la actividad, generando instrucciones
al personal involucrado. De no cumplirse los NCA, se
genera una no conformidad y la acción correctiva que
permite continuar con la evaluación de la siguiente
etapa. Este proceso se realiza como máximo una vez
si la empresa desea eliminar las no conformidades. Si
la empresa no desea continuar con el proceso –eliminando las no conformidades– el lote es rechazado y
no hay certificación de la calidad.
La inspección contempla reuniones con los encargados
de la obra y el personal para analizar la información
generada en terreno, y determina si es necesario
realizar acciones con el fin de prevenir fallas futuras.
La certificación de la calidad de las viviendas DICTUC
S.A. es entregada solamente si todas las partidas son
aceptadas.
9. Aplicación del sistema de certificación
de la calidad de las viviendas
La certificación de la calidad de las viviendas DICTUC
S.A. verifica que: la vivienda se construye según las
buenas prácticas basadas en requisitos establecidos en
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el MBTCV; la empresa cuenta con procedimientos de
control y registros que aseguren el cumplimiento de
los requisitos establecidos para la aplicación adecuada
del SCCV. Dado que ningún sistema puede asegurar
que no se producirán fallas en algún momento de la
vida útil de la vivienda debido a causas fortuitas, la
aplicación de un SCCV solamente ayuda a minimizar
las fallas de calidad que se puedan producir durante el
proceso de construcción de la vivienda. Esto significa
que el organismo encargado de realizar la certificación, e. g. DICTUC S.A., no tiene responsabilidad civil
por daños que pueda tener la vivienda en un futuro.
10. Beneficios del sistema de
certificación de la calidad de las
viviendas
Entre los principales beneficios se identifican:
(i) Entrega confianza y seguridad a los clientes de que
el producto cumple con los requerimientos basados
en las normas de construcción vigentes; (ii) Es un elemento diferenciador dentro del mercado; (iii) Permite
disminuir de los costos postventa por medio de la
reducción de fallas y reclamos; (iv) Disminuye el costo de seguro de garantía habitacional; (v) Facilita la
supervisión durante el proceso de ejecución por parte
de profesionales que capacitan al personal de la obra;
(vi) Mejora en la calidad del producto; (vii) Permite su
adaptación a las disposiciones legales. Esto significa
que el propietario primer vendedor es responsable de
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los daños y prejuicios durante la construcción y después de finalizada la obra en un plazo de 10 años por
fallas en la estructura, cinco años por fallas en la construcción e instalaciones y tres años en terminaciones.
estándares de calidad orientados a la mejora del proceso, producto y mano de obra, proveyendo evidencia
de efectos positivos y oportunidades de mejora en el
proceso constructivo, entre otros beneficios derivados
de su aplicación.
11. Alcances del SCCV
La revisión de la bibliografía permitió cierta aproximación a nivel nacional e internacional, de los sistemas de
certificación en aspectos relacionados con la calidad de
la vivienda. Se aprecia la existencia de una diversidad
de métodos de certificación de la calidad para viviendas que nos dan una visión del interés y la relevancia
a nivel mundial de la necesidad de establecer métodos de certificación en todos sus aspectos: calidad
de la construcción, calidad de los materiales y el uso
eficiente de energías. Si bien se han logrado avances
en relación a la calidad de las viviendas, existen aún
muchas debilidades que deben superarse.
Entre las principales limitantes del sistema, se menciona: (i) La metodología no considera la revisión del
100% de los elementos que componen la vivienda,
sino que considera muestreo aleatorio. (ii) El organismo que otorga la certificación no es responsable de
las fallas por siniestro ni garantiza la no ocurrencia de
estos; (iii) No se mantiene estático en el tiempo. Se
actualiza constantemente de acuerdo a las normativas
vigentes.
12. Conclusiones
La decisión de adquirir una vivienda es una de las
inversiones más importantes que realiza una persona. La evidencia internacional revisada demuestra la
preocupación que existe por incrementar el nivel de
la calidad de las viviendas, con el fin de mejorar las
condiciones de vida y el grado de satisfacción de los
clientes. Los esfuerzos realizados hasta ahora, parecen
no ser suficientes. Actualmente, los clientes son más
conscientes de sus derechos como consumidores y
exigen un producto que además de satisfacer sus expectativas, les brinde seguridad y tranquilidad. Hoy en
día existe interés por parte de las inmobiliarias y de los
organismos gubernamentales por generar productos
de calidad debido a los problemas detectados en la
construcción y a la necesidad de proveer condiciones
mínimas que satisfagan a los clientes. Las empresas
constructoras están conscientes de que la certificación
es un elemento de diferenciación de gran relevancia
donde la tendencia en un futuro es que se diseñen y
se construyan viviendas más eficientes y amigables
con el medio ambiente.
En Chile, la industria de la construcción ha realizado
grandes esfuerzos por mejorar la calidad de las obras
a través de planes y programas que ayuden a mejorar
los procedimientos de construcción y la calidad del
producto. En este sentido, la creación de un sistema
de certificación de la calidad de las viviendas que
otorgue al cliente una garantía de que el producto
que obtiene cumple con los requisitos establecidos,
es fundamental en un mercado cada vez más exigente en términos de calidad y más conscientes de
sus derechos. La aplicación del SCCV proporciona
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Existen cuatro organizaciones chilenas identificadas
en este estudio que otorgan una certificación de calidad de la vivienda en aspectos de diseño y de calidad
técnica de la obra. Sin embargo, el SCCV es el único
modelo chileno que está basado en el modelo ISO/
CASCO N° 5 el cual es usado a nivel internacional.
La literatura revisada corrobora la inexistencia de
un modelo similar al SCCV en Latinoamérica. No se
encontró evidencia de modelos equivalentes al SCCV
en España, EE.UU., Canadá, Malasia, Francia, Reino
Unido, y Nueva Zelandia.
La adaptación del SCCV a la realidad de las empresas
demuestra su flexibilidad, comprobando además, que
es una excelente alternativa para una empresa u organismo que desee mejorar sus procesos y estándares
de calidad de construcción, lo que se traduce en un
incremento de la satisfacción del cliente. La aplicación de un SCCV representa un cambio cultural en la
organización, por lo tanto el recurso humano es un
factor clave, debiendo enfatizarse la motivación del
personal y el desarrollo de la confianza mutua para
aumentar los beneficios del sistema. La certificación
implica la utilización de materiales de mejor calidad y
mejores procesos constructivos, pero principalmente,
una nueva forma de trabajo entre las distintas especialidades que deben concentrar sus esfuerzos en cumplir
con los estándares de calidad requeridos. Dentro de
los aspectos clave que influirían en el éxito del SCCV
en otros mercados no locales, está el ser un producto innovador, diferente y completo a los existentes
relacionados con la certificación de la calidad de las
viviendas, y que se satisface una necesidad no cubierta
para el cliente que desea una garantía que el producto
que adquiere, cumple con los requisitos establecidos
según los estándares nacionales e internacionales.
Ramirez, V., Serpell, A.
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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, tienen 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.
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los artículos serán evaluados por nuestro Comité Editorial.
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- Documento en Microsoft Office Word (versión 97 o posterior).
- Texto en Times New Roman o Arial, tamaño: 12 pt, Justificado.
- El título, tres palabras clave y resumen escritos tanto en español como en inglés.
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Inscripción Nº ISSN 0717 - 7925
Edición: diciembre 2011
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DIAGRAMACIÓN:
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