Autoridades de la Universidad Tecnológica Nacional

Autoridades de la Universidad Tecnológica Nacional (A noviembre de 2009)

RECTOR Ing. Héctor Carlos BROTTO VICERRECTOR Ing. Carlos Eduardo FANTINI ASESOR DEL RECTOR Sr. Rubén Omar VIDAL SECRETARIO ACADÉMICO Y DE PLANEAMIENTO Ing. José María VIRGILI SUBSECRETARIO DE PLANEAMIENTO Ing. Juan José SILVA SUBSECRETARIO ACADEMICO Ing. Guillermo Faustino PARRA SECRETARIO DE CIENCIA, TECNOLOGÍA Y

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Y VINCULACIÓN TECNOLÓGICA Ing. Enrique FILGUEIRA

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Centro de Estudios Mar del Plata Lic. Juana BAU Inst i tuto Nacional Super ior

del Profesorado Técnico Ing. Héctor René GONZÁLEZ

(*) Decano Normalizador

Universidad Tecnológica Nacional Revista Tecnología y Ciencia

RTyC – UTN – Año 8 - Nº 17 3

Staff Sumario

Revista Tecnología y Ciencia ISSN 1666-6933

Autoridades de la Universidad Tecnológica Nacional ….

Editor Responsable

2

Universidad Tecnológica Nacional Secretaría de Ciencia, Tecnología y Postgrado Comité de EditorialLic. Ernesto CARRIZO

Staff y Sumario .………………………………………......... 3 Calidad del Agua de Consumo en el Gran La Plata, Bue-nos Aires, Argentina. El Problema de los Nitratos- Bazán, Alberino, Barreda y Ramírez 7Carbonatación de Estructuras de Hormigón Armado en la Región Centro-Este Argentina: Influencia de la Conta-minación Ambiental Urbana- Segovia, Yoris, Guilarducci, Defagot, Ulibarrie

Lic. Juan Pedro ESPERÓN 12Ing. Jorge Félix FERNANDEZ

Desempeño de Barreras Sanitarias Simples de Suelo Loéssico Compactado-Aiassa y Arrúa

Lic. Juan Miguel LANGUASCO Dr. Ing. Juan Carlos Jesús PITER

26Iglesia de San Ignacio de Loyola - Ciudad de Buenos Ai-res Evaluación Estructural y Propuesta de Refuerzo - Fontán Balestra, Carlassare, Bavaro 41

Ing. Carlos Alberto SANCHEZ Mg. Ing. Luis Alberto TOSELLI

Coordinador del Comité Editorial Influencia de Variables Meteorológicas en la Contami-

nación por NOx - Andrés, Ferrero, Mackler, Ferrari Ing. Héctor H. Dabbadie Edición y Diseño de Tapa

61Mampostería Reforzada con Materiales Compuestos - Toledo, Ceballos, Serapio, Rougier

Sra. Patricia Cejas 67

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Noviembre 2009 Registro Nacional de la Propiedad Intelectual en trámite. Se autoriza la reproducción total o parcial en cualquier forma de edición o idioma, citando debidamente a las fuentes. Estando firmados los artículos y opiniones, la revista de Tecnología y Ciencia no asume responsabilidad alguna sobre su contenido ni hace suyas opiniones y posiciones de los autores.



EDITORIAL

Tecnología y ciencia: potencialidades y riesgos. Cuando se observa el desarrollo histórico de la humanidad llama la atención con cuanta lentitud - milenios - evolucionaron la técnica y el conocimiento científico. Resulta desconcertante que el hombre de la antigüedad, con iguales facultades intelectuales que las nuestras – hecho demos-trado por los grandes logros culturales que alcanzó en distintas etapas de la historia – no haya podido ni siquiera acercarse a los descubrimientos de los últimos tiempos. En todas las culturas existían conocimientos astronómicos pri-mitivos pero adecuados para hacer más eficiente la agricultura y la navegación. Los griegos y los romanos dominaron conoci-mientos y técnicas de construcción que asombran aun en la actualidad. Los indios y los árabes dieron pasos importantes en el conocimiento matemático. Los chinos descubrieron materiales novedosos tales como el papel y la pólvora. Y sin embargo todo eso fue comparativamente muy poco.

Esto lleva a pensar que en los últimos siglos surgieron factores - no existentes en la antigüe-dad - que transformaron a la sociedad y le permitieron dar un salto exponencial en el conocimiento y aprovechamiento de la naturaleza, salto cuyos límites – si los hay – no nos animamos a predecir. En los albores de esa revolución corresponde ubicar como pieza clave a la invención de la imprenta (Gutemberg, 1453): a partir de allí el conocimiento dejó de ser algo reservado a unos pocos. El cambio siguió siendo lento, pero ya estaba sembrada la semilla de la futura comunicación masiva. Se puede afirmar que irrumpía por primera vez una técnica capaz de cambiar la evolución de la sociedad. Pero este avance no fue suficiente: el intercambio de información continuaba lento porque dependía exclusivamente de un transporte también lento y rudimentario. A partir de fines del siglo XVIII el salto introducido por el uso de nuevas fuentes de energía (máquina a vapor, motores de combustión interna, electricidad) revolucionó el transporte y la generación masiva de bienes y servicios. Nuevamente la técnica irrumpía para cambiarle el ritmo a la sociedad. Finalmente otro salto tecnológico rompió las limitaciones que aun quedaban: las telecomunicaciones y la informática, ambas potenciadas por la electrónica. El ciclo iniciado por Gutemberg - conocimiento al al-cance de muchos - se transformó no solo en información masiva y en tiempo real sino también en manejo automatizado de enorme cantidad de datos. Analizando ese proceso histórico es evidente que durante los últimos siglos los resultados prácticos (técnica) estuvieron cada vez más acompañados por el conocimiento teórico de los fenómenos involucra-dos (ciencia), creando una sinergia (tecnología) que se volvió imparable. Hoy la tecnología - en todos sus aspectos - es el insumo imprescindible de la investigación científica, de la medicina, de la economía y las finanzas, del transporte, de los servicios, de la producción industrial y agrícola. Inclusive del accionar político de las naciones. En otras palabras, la tecnología es el trasfondo cultural de nuestra humanidad a nivel mundial. Más aún: para las nuevas generaciones la conviven-cia con la tecnología parece tan natural como el aire que respiran. No obstante, cabe una pregunta nada fácil de contestar: ¿está el ser humano preparado para manejar esta realidad inédita? Hoy el conocimiento científico-tecnológico es tan complejo que los expertos saben cada vez más de áreas a su vez cada vez más restringidas. Saben mucho de muy poco. La mayor parte de la población, incluyendo a sus líderes políticos, conoce apenas un esbozo (por no de-



cir nada) de tecnologías que podrían cambiar su vida. Hoy sabemos que las tecnologías no son neutras. Un ejemplo cercano es el caso del uso de la energía atómica: hace unos años era política-mente correcto afirmar que debía frenarse su desarrollo y desmantelar las plantas existentes. Hoy los expertos nos dicen que entre el calentamiento global producido por la quema de hidrocarburos (o carbón) y la energía atómica es preferible esta última. Y los gobiernos están comenzando a repensar el tema. Analizando la situación salta nuevamente a la vista que apenas una pequeña parte de la sociedad conoce realmente - no solo por mera opinión o ideología - si esto es realmente conveniente para el mundo en su conjunto. Intentando un inicio de respuesta cabe afirmar que solo una enseñanza extensiva de la ciencia y la tecnología - tanto a nivel de detalle como de divulgación - puede hacer que la humanidad esté a la altura de las circunstancias. La ciencia y la tecnología han abierto un abanico de enormes posibilidades para que el ser humano alcance un desarrollo impensado por nuestros ancestros, pero esto tiene como contrapartida la necesidad de que las sociedades sean capaces de decidir inteligentemente como usarlas minimizando los riesgos. Y esto no se consigue sin esfuerzo.

Ing. Héctor Carlos Brotto

Rector Universidad Tecnológica Nacional


________________________________________________________________________________________________ Calidad del agua…, Bazán et al. RTyC – UTN – Año 8 - Nº 17 7

Calidad del Agua de Consumo en el Gran La Plata, Buenos Aires, Argentina. El Problema de los Nitratos

José M. Bazán, Juan C. Alberino, Andrea V. Barreda y Beatriz A. Ramirez. Universidad Tecnológica Nacional, Facultad Regional La Plata. Departamento de Ingeniería Química.

Laboratorio ECASS. Calle 60 y 124, (0221)4217578, La Plata, Argentina. [email protected]

Resumen - El presente trabajo establece la variación de la calidad del agua de consumo en su aspecto fisicoquímico, comparando resultados entre muestras tomadas en los años 1997 y 2008. Se nota el incremento de los nitratos en el año 2008 con respecto al año 1997. La concentración de sílice permite distinguir el origen del agua de consumo: de río, agua de mezcla o agua subterránea.

Palabras claves: agua de consumo, parámetros fisicoquímicos, nitratos, sílice, La Plata

Quality of Drinking Water in Gran La Plata, Buenos Aires, Argentina. The Problem of Nitrate Abstract - This work establishes the variation of quality of drinking water in its physicist-chemist aspect, comparing results between samples taken in the year 1997 and 2008. It is notable the growth of nitrates in the year 2008 than 1997. The concentration of silica allows to distinguish the origin of consumption water: of river, mix water or underground water.

Keywords: drinking water, physicist-chemist aspect, nitrates, silica, La Plata

INTRODUCCIÓN

El agua constituye un recurso escaso si se tiene en cuenta que sólo el 3 % del agua del planeta es dulce y apta para el consumo humano. Esta situación de escasez se profundiza al considerar los problemas de contaminación que afectan al recurso, poniendo en riesgo la salud de la población. El abastecimiento de agua de bebida a la población surge de la extracción de aguas subterráneas y de los procesos de potabilización de aguas superficiales. El 50 % del agua que se consume en la región del Gran La Plata se extrae del Río de La Plata, y antes de su distribución es tratada en la planta potabilizadora de Punta Lara “Donato Gerardi”. El proceso de potabilización comprende las siguientes etapas: captación mediante la torre de toma, constituida por dos muelles paralelos separados 100 m entre sí, y que se adentran hacia el Río de La Plata unos 700 m; conducción del agua hacia la planta por un conducto subterráneo; elevación mediante el sistema de bombeo a la cámara de carga; coagulación del material en suspensión del agua para formar partículas de mayor tamaño; sedimentación y decantación; filtración para eliminar la turbiedad y cloración para desinfección. El 50% restante es abastecida con agua subterránea desde estaciones de bombeo localizadas en distintos puntos de la ciudad que extraen agua del acuífero Puelche con bajo tenor salino (en general menos de 1g.dm-3), que la hace apta para la mayoría de los usos, siendo la mayor limitación para consumo humano la elevada concentración de nitratos, especialmente en la zona urbana (Auge, 1997). El agua subterránea es sometida solo al proceso de cloración, a fin de acondicionarla des-de el punto de vista bacteriológico. El presente trabajo muestra la variación de la calidad del agua de consumo en su aspecto fisicoquímico, comparando resultados entre muestras tomadas en los años 1997 y 2008. Se analiza en particular el problema del incremento en los nive-les de nitratos en 2008 respecto a 1997.

DESARROLLO

Las muestras fueron tomadas del grifo de uso diario en 22 domicilios distribuidos en los partidos de La Plata (mayoritariamente), Berisso y Ensenada en Noviembre de 1997 y en 23 domicilios con distribución similar en Mayo de 2008; se colectaron en botellas plásticas de 1 dm3. Los puntos de muestreo se encuentran visualizados en el mapa correspondiente a la Fig. 1.



Fig. 1 - Ubicación de los puntos de muestreo (1997-2008)

La evaluación de la calidad del agua potable se realizó considerando los siguientes parámetros fisicoquímicos: pH, conductividad, cloro residual, sólidos disueltos, alcalinidad, cloruros, sulfatos, nitratos, dureza, calcio, magnesio y sílice. Además se midió con un espectrofotómetro de absorción atómica la concentración de los siguientes metales en las muestras del año 2008: cobre, zinc, sodio y plomo. En la Tabla 1 se muestra la metodología empleada para la medición de los mismos. Se compararon los resultados de los análisis efectuados en Noviembre de 1997 con los de Mayo de 2008, tomando como valores de referencia los fijados por la normativa vigente en la Provincia de Buenos Aires, Ley Nº 11.820 (1996).

1997 2008 Parámetro Método Utilizado Límites Ley

11.820 (1) Mín Max Min Max pH (UpH) Equipo Orion 5 Star 6,5- 8,5 7,3 7,8 7,1 8,0

Conductividad * Equipo Orion 5 Star No indica 657 1851 714 3150 Sólidos disueltos * SM 17Ed-2540 B 1500 320 899 435 1921 Oxígeno disuelto * Equipo Orion 5 Star No indica 4,3 6,6 3,0 8,8 Alcalinidad total ** SM 17Ed-2320 B No indica 50 423 94 417

Cloruros * SM 17Ed-4500 D 250 17 239 19 900 Sulfatos * SM 17Ed-4500E 250 65 180 8 133 Sílice * SM 17Ed-4500 Si D No indica 12 78 14 84

Nitratos * SM 17Ed-4500 H 50 2 12 16 169 Dureza ** SM 17Ed-2340 C No indica 35 193 62 197 Calcio * SM 17Ed-3500 D No indica 31 114 19 67

Magnesio * SM 17Ed-3500 E No indica 1 19 1,0 28 Cloro residual * SM 17Ed-4500 Cl 5 -- -- 0,1 3,0

Cobre * SM 17ED-3111 B 2,0 -- -- 0,007 0,047 Cinc * SM 17ED-3111 B 3,0 -- -- 0,008 0,686 Sodio * SM 17ED-3111 B 200 -- -- 144 200 Plomo * SM 17ED-3111 B 0,010 -- -- 0,010 0,031

UpH: unidades de pH (1) Las concentracio-nes que establece la ley se expresan en mg/l, equivalentes a mg.dm-3 del Sistema internacio-nal de Unidades. * Las concentracio-nes se expresan en mg.dm-3

** Las concentracio-nes se expresan en mg.dm-3 de CO3Ca -- No determinado

Tabla 1 - Parámetros medidos, metodología utilizada y resultados



RESULTADOS

Todas las muestras fueron límpidas, inodoras e insípidas. En la Tabla 1 se observan los resultados mínimos y máximos de los parámetros medidos. Las Figs. 2a, 2b y 2c presentan en forma gráfica los resultados (1997-2008) en lo que respecta a la concentración de nitratos. Las Figs. 3a, 3b y 3c muestran las diferencias entre los distintos suministros del año 2008: agua de río potabilizada, agua subterránea y la de mezclas. Esta caracterización está basada en los valores característicos de sílice mencionados en el apartado Discusión. Las Figs. 4a (1997) y 4b (2008) presentan los resultados de la concentración de sílice. También se grafica la correlación entre el contenido en sílice versus el de alcalinidad total en ambos muestreos (Figs. 5a y 5b). La unidad en que se expresa la concentración de los parámetros corresponde a mg.dm-3 (Sistema Internacional de Unidades), que es equivalente a mg/l o partes por millón (ppm).

Fig. 2a ‐ Concentración de Nitratos 1997

Fig. 2b ‐ Concentración de Nitratos 2008

Fig. 2c ‐ Distribución de concentraciones de Nitratos 2008



DISCUSIÓN De la comparación de los valores obtenidos con los que establece la legislación vigente se observó que los parámetros medidos en ambos muestreos (1997 y 2008) están dentro de los límites establecidos por la Norma, excepto para el Plomo, cuya concentración excede el valor máximo permitido en una muestra, y varios puntos en los cuales las concentraciones de nitratos resultan superiores para el muestreo del 2008. Para los nitratos, del total de las muestras analizadas en el año 1997 (donde se determinó nitratos en la mitad de los puntos) los valores hallados están todos dentro del límite de 50 mg.dm-3 establecido. Por el contrario en el muestreo del año 2008 solo el 52 % de los resultados está dentro de los límites, un 31 % con valores entre 50 y 79 mg.dm-3 y el 17 % restante está por sobre los 80 mg.dm-3 (Figs. 2a, 2b y 2c). Estos resultados indican un problema que no es nuevo sino que viene afectando a la región desde hace tiempo. Según un trabajo anterior (Bazán, 1988), ya existía el problema de la elevada concentración de Nitra-tos en algunos sitios de la red de agua potable en el Gran La Plata, con concentraciones que alcanza-ron un valor máximo de 135 mg.dm-3. Las Figs. 3a, 3b y 3c diferencian el contenido de nitratos según la fuente del agua, confirmando que las mayores concentraciones son aportadas por el agua subterránea. La concentración de sílice en los muestreos de los años 1997 y 2008 permite establecer de forma aceptable el origen del agua suministrada, pudiéndose así distinguir entre agua de río con una concentración que varía aproximadamente entre 12 y 21 mg.dm-3; agua subterránea entre 63 y 71 mg.dm-3, y los valores de mezclas de aguas de 28 a 52 mg.dm-3. También es notable la buena correlación entre la concentración de sílice y alcalinidad total, con valor de R2 entre 0,989 para 1997 y 0,842 en 2008 (Figs. 5a y 5b). Además es visible el deterioro de la calidad del agua del río que luego es potabilizada y distribuida para el consumo de la población en lo que respecta específicamente a la especie nitrato, ya que la concentración de esta especie ha aumentado en promedio de 6 mg.dm-3 en 1997 (valor próximo al encontrado en la investigación llevada a cabo por AGOSBA-OSN-SIHN-1994) a 18 mg.dm-3 en el 2008, es decir se triplicó en el período de once años.

Fig. 3a - Concentración de nitratos en agua de río 2008

Fig. 4a - Concentración de sílice 1997

Fig. 3b - Concentración de nitratos en agua de pozo 2008

Fig. 4b - Concentración de sílice 2008

CONCLUSIONES

La concentración de sílice de las muestras per-mite determinar con buena aproximación el origen del agua suministrada (río, subterránea o mezcla). Un resultado adicional de este trabajo permite

Fig. 3c - Concentración de nitratos en mezcla de agua 2008



establecer la buena correlación entre las concentraciones de sílice y alcalinidad total.

Fig. 5a - Correlación sílice vs. alcalinidad total 1997

Fig. 5b – Correlación sílice vs. Alcalinidad total 2008

Se comprueba que la elevada concentración de nitratos observada en algunos puntos de muestreo se debe al agua subterránea suministrada, y que se hace necesaria la mezcla de agua subterránea con agua de río en volúmenes crecientes para obtener valores aceptados por la normativa vigente. Este trabajo pone de manifiesto que el aumen-to de la concentración de nitratos en el agua de río, de seguir esta tendencia observada en el período de once años, hará que en el futuro sea inadecuada su utilización, tanto como recurso propio como para mezclarla con el agua subterrá-nea, a fin de bajar los niveles de concentración de nitratos.

REFERENCIAS Auge, M. P., “Investigación hidrogeológica de La Plata y Alrededores”, Tesis Doctoral 2947 (Doctor en Ciencias Geológicas), Universidad de Buenos Aires, Buenos Aires Argentina, 165, (1997). Provincia de Buenos Aires Ley nº 11.820. Prestación de los Servicios Públicos de provisión de Agua Potable y Desagües Cloacales (1996). Bazán, J. M., “Concentración de Nitratos en Agua de Consumo”, Actas de las Segundas Jornadas Regionales sobre Medio Ambiente Natural, Facultad de Ciencias Naturales y Museo (UNLP) y Municipalidad de La Plata, (1988). AGOSBA – OSN – SIHN, “Río de La Plata. Calidad de las Aguas. Franja Costera Sur. (San Isidro- Magdalena)”, 45-49, (1994)”. APHA – AWWA – WPCF, “Métodos Normalizados para el análisis de aguas potables y residuales”. Traducción de la 17 Edición. Ed. Díaz de Santos, S.A.-Madrid. España, (1992).


_________________________________________________________________________________________________ Carbonatación de Estructuras…, Segovia et al. RTyC – UTN – Año 8 - Nº 16 12

Carbonatación de Estructuras de Hormigón Armado en la Región Centro-Este Argentina: Influencia

de la Contaminación Ambiental Urbana

Maximiliano D. Segovia, Adrián I. Yoris, Anabela Guilarducci, Carlos A. Defagot, Néstor O. Ulibarrie CECOVI - Centro de Investigación y Desarrollo para la Construcción y la Vivienda - Facultad Regional Santa Fe

Lavaise 610 (S3004EWB) Santa Fe – Argentina Tel: +54 342 4601579 - 2390 - Fax: 4690348

[email protected]

RESUMEN - Se presenta el análisis de evaluaciones estructurales realizadas entre 1995 y 2005 por el CECOVI y de ensayos de exposición en ambientes con niveles de contaminación variados de hormigones de diferentes calidades, con aplicación de protecciones acrílicas y poliuretánicas. A diferencia de otras zonas, la región centro-este argentina presenta reducida severidad, siendo la patología más probable la corrosión de armaduras por carbonatación del hormigón. Las estaciones de exposición se encuentran en la ciudad de Santa Fe. Se miden concentración de contaminantes en el aire y semestralmente se determina la profundidad de carbonatación, contenido de cloruros y velocidad de propagación de pulsos ultrasónicos en los hormigones. Los resultados obtenidos indican que la profundidad de avance del frente de carbonatación se relaciona, con la calidad del hormigón, los niveles de contaminación del ambiente de exposición y las condiciones de humedecimiento, evidenciando la efectividad de los recubrimientos acrílicos y poliuretánicos como protecciones anticarbonatación.

Palabras claves: hormigón armado, carbonatación, corrosión, contaminación ambiental, durabilidad

Carbonation of Reinforced Concrete Structures in Centre – East Region of Argentina: Influence of Urban Environmental Pollution

ABSTRACT - This paper presents analysis of structural assessment performed between 1995 and 2005 by CECOVI and tests of exposition to environments with different levels of pollution for concretes with different qualities, with application of acrylic and polyurethanic protections. Unlike other zones, centre – east region of Argentina presents reduced severity, being concrete reinforced corrosion due to concrete carbonation the most probable pathology. Sites of exhibition are located in the city of Santa Fe. Concentration of pollutants is measured in the air and depth of carbonation, content of chlorides and speed of ultrasonic pulses are determined on concrete. The obtained results indicate that depth of carbonatación correlates, with the quality of the concrete, the levels of environmental pollution and wetting conditions, demonstrating the efficiency of the acrylic and polyurethanic paints as anticarbonation protections.

Keywords: reinforced concrete, carbonation, corrosion, environmental pollution, durability

INTRODUCCIÓN

Las estructuras de hormigón simple, armado o pretensado pueden sufrir a lo largo de su vida distintos tipos de patologías atribuidas a deficiencias en el proyecto, al empleo de materiales inadecua-dos, a fallas durante la ejecución y/o a inconvenientes durante el uso, incluyendo en este grupo a los vinculados con el mantenimiento o siniestros. El comportamiento en servicio del hormigón armado está vinculado a las carac-terísticas intrínsecas de los materiales que lo componen (hormigón y acero), a la interrelación entre los mismos y a los condicionamientos externos, en particular a la naturaleza y agresividad del medio circundante. La tipología estructural adoptada también tiene un rol de significativa importancia en su comportamiento al condicionar la vinculación con el ambiente. En lo que respecta a la durabilidad de las estructuras, actualmente se conocen las principales causas que provocan la degradación del hormigón sin armar y los mecanismos de falla del mismo, a la vez que se dispone de tecnologías para disminuir o eliminar esos procesos con un grado aceptable de eficiencia.



Asimismo, existe una amplia bibliografía referente a experiencias de laboratorio y comportamientos in situ del hormigón en distintos ambientes (Traversa et al., 1999). Para satisfacer los requerimientos estructurales y constructivos existe una amplia base teórica y práctica recopilada en códigos, reglamentos y manuales que permite administrar confiablemente los efectos de las variables puestas en juego. Sin embargo, dichos antecedentes no permiten cuantificar los efectos que el medio ambiente tendrá sobre las estructuras, ni la vida útil resultante. En última instancia, la durabilidad tiende a ser asegurada a través de directivas sobre los materiales y su utilización, y no por medio del control de las variables que gobiernan los fenómenos físicos involucrados en los mecanismos de degradación. El reglamento argentino (INTI – CIRSOC, 1982) vigente adopta un planteo prescriptivo que se apoya en la clasificación o tipificación de la agresividad del medio ambiente, requisitos para la dosificación de los hormigones, los niveles admisibles de sustancias agresivas que se pueden incorporar inicialmente en la mezcla, recubrimientos mínimos, fisuración admisible, detalles de armado y condiciones para la puesta en obra. Este escenario surge de los resultados de investigaciones tecnológicas y experiencias de obras en servicio, información que depende de las condiciones locales del medio y de los materiales con los cuales se realizaron las obras o las experiencias y, por lo tanto, su extrapolación a otros medios puede ser inadecuada y no permite calcular la vida en servicio (Giovambattista, 2001). No obstante, en la mayoría de las obras pequeñas y medianas estas mínimas especificaciones no se aplican. Datos recopilados al azar en Argentina sobre 177 estructuras entre 1975 y 1990, muestran que las mayores causas de deterioro son asignables a los “materiales” y a los “aspectos constructivos” (Di Maio et al., 1995). En Brasil, se han obtenido para estructuras de hormigón armado en la región sudeste datos que indican que los aspectos constructivos (específicamente la etapa de ejecución) provocan la mayor cantidad de patologías (Lima Dórea and Ferreira e Silva, 1999). Contrariamente, recopilaciones de datos estadísticos efectuadas en países europeos asignan una mayor responsabilidad a la etapa de proyecto en la aparición de los deterioros (Husni and Galuppo, 1989). Por otra parte, en lo que respecta a la frecuencia con que se presentan diversas patologías, puede encontrarse información en la bibliografía, tal como se muestran en la Fig. 1 a y b (Helene and Figuereido, 2003 y Calavera Ruiz, 1996). Sin embargo, aunque resulta interesante analizar las variaciones de una región a otra, no es posible efectuar una comparación directa de estos valores debido a la aplicación de diferentes criterios de clasificación. Schiessl (Schiessl, 1996) sostiene que durante los últimos 25 años del siglo XX, las actividades de inves-tigación se enfocaron hacia la optimización estructural, sin tomar en cuenta el efecto negativo de estas acciones sobre la robustez, la sensibilidad a las técnicas inadecuadas de ejecución y la durabilidad de las estructuras.

Causas de Deterioro Argentina [%] Brasil [%] Europa [%] Proyecto 19 18 40 a 45

Materiales 44 6 15 a 20 Constructivo 22 52 25 a 30

Uso 10 21 10 Otros 5 9 - - - -

Tabla 1 - Causas de deterioro en estructuras de hormigón armado (*)

(*)(Di Maio et al., 1995), (Lima Dórea and Ferreira e Silva, 1999), (Husni and Galuppo, 1989)

Según este autor, estos desarrollos, sumados a la decreciente calificación de la mano de obra, provocaron reducciones drásticas en la vida en ser-vicio de las estructuras y motivaron intensivas investigaciones a nivel mundial sobre durabilidad de las estructuras de hormigón armado que, aún hoy, no han tenido éxito en su transferencia al medio productivo. Un criterio racional de diseño de estructuras de hormigón armado plantea que las mismas deben ser capaces de resistir las condiciones ambientales previstas, conservando su seguridad, estabilidad y aptitud en servicio durante un período de tiempo preestablecido en la etapa de diseño, pero las especificaciones prescriptivas no se ajustan a esta definición, ya que no permiten optimizar la inversión inicial y los costos de mantenimiento (Giovambattista, 2001). En el hormigón armado el proceso de corrosión de las barras de acero del hormigón se genera por la for-mación de celdas electroquímicas en las cuales el metal que se está corroyendo funciona como un electrodo



Fig. 1: Ocurrencia de patologías a) según Helene and Figuereido, 2003; b) según Calavera Ruiz, 1996.

mixto sobre el cual tienen lugar reacciones catódicas y anódicas (Traversa, 2001 y Page, 1988). La presencia de hormigón en torno a las barras de las armaduras, cumple la función de generar un medio envolvente protector sobre las mismas favoreciendo la estabilidad de una capa de óxido protectora (capa pasiva). Sin embargo, esta capacidad protectora disminuye paulatinamente debido a la carbonatación del hormigón que va produciendo una reducción del pH de este medio, llevándolo de 12,5 (valor que define un medio fuertemente alcalino) a valores inferiores a 9. La carbonatación es un proceso progresivo que avanza desde la superficie expuesta del hormigón hacia el interior, a una velocidad que es tanto menor cuanto mejor sea la calidad del hormigón de recubrimiento (evaluada desde el punto de vista de su permeabilidad al aire y de la reserva alcalina que posea) (Traversa, 2001; Metha and Monteiro, 1993; Neville, 1981 y Mindess and Young, 1981). Este fenómeno de degradación constituye una de las principales causas de deterioro de las estructuras de hormigón armado en la región centro-este de nuestro país (Carrasco et al. 2006). Las atmósferas en las cuales se emplazan las estructuras pueden ser clasificadas como rurales, urbanas, marinas e industriales, pero la mayoría deben ser consideradas mixtas debido a que no existen líneas claras de división y además, porque la agresividad de las mismas es función de la temperatura así como de la presencia y contenidos de contaminantes (Traversa, 2008). Los ambientes de las regiones pampeana y mesopotámica argentinas se caracterizan por la ausencia de agresivos químicos al hormigón armado en el aire, con excepción del CO2 de la atmósfera, que promueve los procesos de carbonatación, tales como los previstos en clases de exposición tipo A2 y A3 dadas por el Proyecto de Reglamento CIRSOC (INTI – CIRSOC, 2002). El ambiente designado como A2 corresponde a interiores de edificios expuestos al aire con humedad relativa mayor o igual a 65 % o a condensaciones, a exteriores ex-puestos a precipitación media anual menor a 1000 mm o elementos enterrados en suelos húmedos o sumergidos. El ambiente A3 corresponde a exteriores expuestos a precipitación media anual mayor o igual a 1000 mm y con temperatura media mensual mayor o igual a 25 °C durante más de 6 meses. Algunas experiencias muestran diferencias significativas entre los espesores de hormigones carbonatados medidos en ambientes con diferente cantidad de CO2 y humedad ambiente. En general las atmósferas urbanas se encuentran libres de contaminantes con un ligero incremento en el contenido de CO2, originado por la combustión del parque automotor (Al-Khaiat and Haque, 1997). El reglamento CIRSOC vigente (INTI – CIRSOC, 1982) y el proyecto de reglamento (INTI – CIRSOC, 2002), establecen para las condiciones de exposición de la zona, espesores de recubrimientos de hormigón para las armaduras entre 15 y 25 mm y entre 20 y 35 mm, respectivamente. El espesor de recubrimiento cobra importancia ya que los procesos de difusión del CO2 son función de la raíz cuadrada del tiempo de penetración (Traversa, 2008). Paralelamente, se proponen como alternativas de protección de las estructuras la aplicación de pinturas o



barnices capaces de formar una película semiflexible y continua que actúa como barrera de baja permeabilidad a gases, al agua y al vapor de agua (Helene and Figuereido, 2003). En este sentido se recomienda la utilización de resinas acrílicas al solvente y al agua, caucho clorado, estireno-acrílicas y poliuretánicas. En este marco, este trabajo presenta resultados obtenidos de la participación activa del CECOVI en el diagnóstico de las causas y deterioros que presentaban distintas estructuras de hormigón construidas en Argentina y de la evaluación del avance de la carbonatación en hormigones de diferentes calidades sobre los que se han aplicado diversas películas protectoras y que han sido sometidos a ambientes con niveles de contaminación variados dentro de la ciudad de Santa Fe a fin de analizar la influencia de los contaminantes y la aplicación de las películas protectoras.

MATERIALES Y METODOLOGÍA

El trabajo realizado consta de dos aspectos principales: el primero correspondiente al análisis estadístico de los resultados de evaluaciones de estructuras de hormigón armado y el segundo correspondiente al estudio del avance del frente de carbonatación en hormigones expuestos en ambientes urbanos.

Estructuras de hormigón armado evaluadas Se analizan datos obtenidos en 84 evaluaciones estructurales realizadas por el Centro de Investigación y Desarrollo para la Construcción y la Vivienda (CECOVI) entre los años 1995 y 2005. Tal como se muestra en la Fig. 2, las estructuras evaluadas se encuentran ubicadas principalmente en la provincia de Santa Fe, si bien existen algunos casos particulares correspondientes a las provincias de Buenos Aires y Entre Ríos, comprendidas en las regiones pampeana y mesopotámica argentinas (región centro-este). Todas las estructuras analizadas se encuentran en ambientes que pueden clasificarse como rurales o urbanos que se caracterizan por la ausencia de agresivos químicos al hormigón armado, con excepción del CO2 de la atmósfera que promueve los procesos de carbonatación. Así, si consideramos la clasificación de exposición dada por el Proyecto de Reglamento CIRSOC (INTI – CIRSOC, 2002), se puede indicar que las estruc-turas evaluadas se encuentran en ambientes tipo A2 y A3. En la Fig. 3 se presenta una distribución de estas clases de exposición en la República Argentina Las construcciones evaluadas corresponden a diferentes tipos, tales como edificios en altura, tanques de reserva de agua potable, natatorios y chimeneas, entre otras, con edades de hasta 70 años. Debe mencionarse que la información vertida en el presente trabajo no corresponde a un relevamiento programado de estructuras (Traversa et al., 1999 y Traversa and Di Maio, 1995) sino exclusivamente al análisis de las causas de patologías de evaluaciones solicitadas por instituciones u organismos públicos o por particulares.

Metodología de evaluación de estructuras de hormigón armado

Las estructuras fueron evaluadas siguiendo los lineamientos especificados por DURAR (Red DURAR, 1997). Si bien no se han aplicado la totalidad de las técnicas que propone este manual en cada uno de los casos estudiados, se considera que para establecer el grado de deterioro de una estructura de hormigón armado es necesario efectuar una inspección in situ a la estructura y determinar, entre otras características: resistencia mecánica mediante ensayo a compresión de testigos calados, densidad aparente y porosidad, contenido de sustancias deletéreas (cloruros, sulfatos, agregados reactivos, etc.), contenido unitario de cemento, homogeneidad mediante ensayos no destructivos (como ultrasonido y esclerometría), ubicación, cantidad y abertura de fisuras, pruebas de carga y monitoreo de deformaciones en el tiempo. En lo que respecta a estructuras afectadas por corrosión de armaduras, resulta relevante analizar: detección magnética de armaduras, profundidad de frente de carbonatación, densidad de corriente y potenciales de corrosión (Andrade et al., 1986), resistividad del hormigón (Millard et al. 1989), diámetro efectivo de armaduras y tipo de acero utilizado y espesores de recubrimiento.

Exposición de probetas en ambientes urbanos Para poder evaluar el fenómeno de la carbonatación se planeó la exposición de probetas de hormigón en diferentes puntos de la ciudad de Santa Fe, la medición de contaminantes y la determinación de parámetros de caracterización del hormigón. El análisis de contaminantes fue realizado por el Grupo de Estudio Sobre la Energía – GESE de la UTN –



Fig. 2: Ubicación de las estructuras evaluadas Fig. 3: Ambientes A2 y A3, donde la carbonatación es el proceso de degradación predominante

Facultad Regional Santa Fe, determinando concentraciones de monóxido de carbono (CO), ozono troposférico (O3), material particulado (PM10, en suspensión menor a 10 micrómetros), dióxido de azufre (SO2), hidrocarburos no metano HCNM, y dióxido de nitrógeno (NO2), con una periodicidad de 15 días. En base a mediciones históricas, se seleccionaron siete emplazamientos para las muestras, que presentaban valores extremos de contaminación (Fig. 5). En tres de estas estaciones se dispusieron probetas protegidas de la acción de lluvias. Estas estaciones de exposición se ubican en el micro-centro, macrocentro y áreas periféricas de la ciudad de Santa Fe, respectivamente.

Fig. 5: Plano de la ciudad de Santa Fe con la localización de las estaciones



Las probetas expuestas se confeccionaron con 2 hormigones diferentes, donde se varió la relación a/c y el contenido de cemento (Tabla 2). Para la caracterización de los hormigones se realizaron determinaciones de absorción (ASTM C642) a 7, 28 y 90 días, capacidad y velocidad de succión capilar (IRAM 1871) a 28 y 90 días, densidad, y resistencia a compresión (IRAM 1546) a 7, 28 y 90 días.

Tipo de Hormigón A B Relación a/c 0,45 0,65

Cemento 431 276 Arena 613 775 Piedra 1178 1178

Cantidades (kg) para 1 m3 de H°

Agua 194 179 Asentamiento (cm) 7.5 5.5

7 días 30,0 16,4 28 días 38,4 23,3 Resistencia a la

Compresión (MPa) 90 días 40,3 26,0 7 días 5.3 5.7

28 días 5.1 5.9 Absorción Total (%) 90 días 5.7 6.4

28 días 1864,2 4510,4 Capacidad de succión Capilar (g/m2) 90 días 1615,3 4246,1

28 días 2.2 6,8 Velocidad de Succión Capilar, S (m/s1/2)) 90 días 1,7 5,2

Densidad seca (kg/m3) 2304 2260

Tabla 2. Dosificaciones utilizadas

Sobre un grupo de probetas se aplicaron pinturas de protección, consistentes en una laca poliuretánica de un componente y una pintura acrílica. A fin de detectar la influencia del medio de exposición sobre las propiedades del hormigón, se determinó la profundidad del frente de carbonatación (aplicando sobre una rodaja recién cortada una solución alcohólica de fenolftaleína), el contenido de cloruros totales (IRAM 1857) y la velocidad de propagación de pulsos ultrasónicos (IRAM 1683). Las mediciones se realizaron cada 6 meses, durante un período de 2 años. Se registraron los datos de temperatura, humedad relativa ambiente y precipitaciones a fin de caracterizar el medio ambiente al cual se exponen las probetas. Estos datos (Fig. 6) fueron suministrados por el Instituto Nacional del Agua (INA).

RESULTADOS Y DISCUSIÓN

Análisis de evaluaciones estructurales A partir de la información recabada en los estudios de campo y los correspondientes ensayos de laboratorio efectuados con muestras de hormigón extraídas de las estructuras inspeccionadas fue posible determinar los factores que desencadenaron el proceso de deterioro, las propiedades durables del hormigón, el grado de deterioro existente en la estructura, y la predicción de la vida residual, así como, establecer las bases para seleccionar un esquema de reparación eficiente y de prolongada durabilidad. De las 84 estructuras evaluadas, debe indicarse que 39 de ellas fueron inspeccionadas durante su construcción o dentro del primer año de construidas debido a deficiencias en el control de la resistencia po-tencial del hormigón o la exigencia de pruebas de carga para su habilitación. En el primer caso, las evaluaciones fueron motivadas por la inexistencia de ensayos de control del hormigón durante el proceso constructivo y permitieron detectar una importante dispersión de la resistencia a compresión respecto de los



a) b)

c) d) Fig. 6: Datos meteorológicos mensuales para Santa Fe entre 2006 y 2008. a) Temp. media; b) Temp. máx. y mín. media; c) humedad relativa media; d) precipitaciones acumuladas.

valores especificados en el diseño, tanto en exceso como en defecto. En lo que respecta a las pruebas de carga realizadas, en todos los casos los resultados fueron satisfactorios. Entre las 45 estructuras restantes, se observa que el 76 % de ellas corresponden a construcciones de menos de 30 años (Fig. 7), contrariamente a lo que se esperaría si se considera que en los últimos 25 años se ha pro-ducido una incorporación masiva de nuevas herramientas tecnológicas (aditivos, adiciones, líquidos forma-dores de membranas de curado, equipos para la elaboración del hormigón, etc. (Traversa et al., 1999)).

Fig. 7: Distribución de edades de la estructuras evaluadas

Entre las 71 estructuras evaluadas que presentaron patologías (no se consideran 13 estructuras evaluadas para habilitación), el inconveniente más frecuente corresponde a la falta de documentación de obra o contro-les poco eficaces (Fig. 8). En estos casos se verificó el desconocimiento del tipo de hormigón utilizado, de los refuerzos de acero existentes, así como la inexistencia de ensayos de control de calidad del hormigón durante el proceso constructivo. Seguidamente, se detecta un 28,2 % afectado por corrosión de armaduras. Este



porcentaje resulta levemente superior a los presentados por Helene (Helene and Figuereido, 2003) y Calavera Ruiz (Calavera, 1996) que resultan de 15 y 20 %, respectivamente.

Fig. 8: Ocurrencia de patologías en las estructuras evaluadas

Se puede observar en la Fig. 9 que un 10 % de las estructuras afectadas por corrosión se debieron a la presencia de contenidos importantes de iones cloruros en el hormigón endurecido cuya incorporación se debió principalmente a la función de estas estructuras (natatorios, tanques), otro 35 % a la despasivación de las armaduras de acero por efecto de la carbonatación y el 55 % restante, debido a la carbonatación y presencia de humedad excesiva en el hormigón.

Fig. 9: Afectación por corrosión en las estructuras evaluadas

Estas observaciones resultan coincidentes con las vertidas por otros autores (Traversa, 2001) que indican que, si bien en ambientes rurales o urbanos las estructuras no deberían verse gravemente afectadas por corrosión, la existencia de recubrimientos escasos o diseños estructurales inadecuados que no permiten el



drenaje rápido del agua de lluvia, conducen a procesos incipientes de corrosión (Traversa et al., 1999). Los espesores de recubrimientos detectados en las evaluaciones (Fig. 10a) resultan muy variables entre las diferentes obras y entre elementos estructurales de una misma obra. Si se comparan los valores medidos con los recomendados por la reglamentación se puede apreciar que sólo en el 23% de las estructuras evaluadas estos espesores han sido respetados, dejando a los restantes casos en una condición riesgosa frente al avance del frente de carbonatación. Adicionalmente, en la Fig. 10b, se observa que en la mayoría de los casos analizados, el espesor de hormigón carbonatado ha superado al espesor de recubrimiento de las armaduras. Situaciones similares han sido observadas por otros investigadores (Cabrera et al., 1997) en zonas ambientales de mayor agresividad, detectando fallas de colocación y compactación del hormigón y recubrimientos insuficientes que dejan las barras prácticamente en contacto con la atmósfera.

Fig. 10: Variación de parámetros medidos en las estructuras afectadas por corrosión a) Recubrimientos; b) Espesores carbonatados

En lo que respecta a la ejecución deficiente de las estructuras, estas situaciones deben ser atribuidas a fallas en el control durante la etapa de ejecución, resultando incapaz de garantizar la calidad del hormigón y los recubrimientos mínimos que deben tener las armaduras en los diversos ambientes de exposición. Para las obras pequeñas la situación no ha sufrido importantes cambios en los últimos años a pesar de los avances tecnológicos existentes. La problemática continúa siendo el empleo de dosificaciones empíricas y el control de calidad, cuando se carece de infraestructura de elaboración y control o cuando los profesionales que participan no aplican los conocimientos actualizados (Cabrera, 1992). En nuestro medio, sólo en las obras de gran magnitud o de importancia especial por la agresividad del medioambiente o la concepción estructural, por la participación estatal o por el alto costo de las mismas se considera justificada la realización de estudios completos. En las obras pequeñas, los profesionales a cargo se conforman con conocer pocas o casi ninguna de las características del hormigón fresco y endurecido, más allá de la resistencia a compresión (Giovambattista et al., 1981). Las causas de patologías atribuidas a uso y mantenimiento y concepción general o diseño, tienen una relación particular con la presencia de agua en contacto con las estructuras evaluadas. En estas estructuras el estancamiento de agua sobre los elementos de hormigón armado, fue un factor determinante en su durabilidad, tal como lo demuestran los porcentajes de estructuras afectadas por corrosión por carbonatación y humedecimiento excesivo (Fig. 9) (Di Maio et al., 1995), debido a que se produjeron modificaciones signifi cativas del microclima de exposición, activando los procesos corrosivos.

Análisis de la exposición de probetas en ambientes urbanos

De acuerdo a los resultados del análisis esta-dístico de evaluaciones estructurales, se identificó a la corrosión por carbonatación como la patología más recurrente en la región centro-este argentina. A fin de analizar la evolución del proceso de carbonatación del hormigón, en diferentes microclimas constituidos por diferentes niveles de concentraciones de contaminantes en ambientes urbanos, se recurrió a la exposición de hormigones de diferentes calidades. Las concentraciones de contaminantes se estudiaron mediante pruebas no paramétricas como el test de Mann Whitney (Montgomery and Runger, 1996), a fin de determinar diferencias significativas entre las



condiciones de exposición. En la Tabla 3 se resumen los valores promedio de contaminantes determinados durante el período de exposición, evidenciando que las estaciones comprendidas en el grupo B presentan los mayores niveles de contaminación.

Concentraciones promedio de contaminantes (mg/m3)

Gru

po

Esta

ción

CO HC NO2 O3 PM10 SO2

1 0.87 0.12 0.05 0.07 0.01 0.0

3 0.38 0.03 0.07 0.10 0.01 0.0 A

7 0.64 0.05 0.07 0.06 0.01 0.0

2 1.56 0.30 0.04 0.07 0.01 0.01 B

4 1.19 0.14 0.05 0.08 0.01 0.0

5 0.07 0.0 0.08 0.07 0.02 0.0 C

6 0.25 0.15 0.06 0.07 0.02 0.0

Tabla 3. Concentraciones promedio de contaminantes

Para las probetas expuestas en cada estación y en distintas condiciones de protección se registraron los valores de avance del frente de carbonatación y de velocidad del pulso ultrasónico (Tabla 4). Puede observarse en todos los ambientes de exposición, que independientemente de las concentraciones de contaminantes presentes, las pinturas aplicadas se comportaron como un efectivo recubrimiento anticar-bonatación. Para los hormigones protegidos mediante estos recubrimientos, se registraron avances nulos del frente de carbonatación. Solamente luego de 24 meses de exposición, en algunas probetas elaboradas con el hormigón de razón a/c más elevada (a/c = 0.65) y protegidas con la pintura de base poliuretánica se evidenciaron penetraciones puntuales cercanas a los poros de mayores dimensiones. Este comportamiento resulta cohe-rente con las recomendaciones de aplicaciones vertidas por algunos autores (Helene and Figuereido, 2003) que indican que requieren un sustrato de aplicación homogéneo y liso con aberturas o poros de dimensión no mayor a 0.1 mm. El contenido de cloruros totales en los hormigones no superó en ninguno de los casos el 0.7 % referido a la masa de cemento en el hormigón. Este resultado confirma la reducida incidencia encontrada en las evaluaciones in situ de afectaciones relacionadas a la corrosión de armaduras por cloruros, aún en los emplazamientos urbanos correspondientes a los mayores niveles de contaminación. En las Fig. 11a) y 11b) se observa la evolución de la profundidad del frente de carbonatación y de la velocidad de pulsos ultrasónicos para los hormigones expuestos durante 24 meses, respectivamente. El avance de la carbonatación resulta más rápido en los hormigones tipo B (a/c=0.65) que en los hormigones de tipo A (a/c=0.45), debido a que aumenta el volumen de poros capi-lares y, por lo tanto, la permeabilidad al agua y a los gases del material. Para ambos tipos de hormigones se observa que la penetración del frente de carbonatación tiende a incrementarse levemente en las probetas que se encuentran protegidas del humedeci-miento por acción de las precipitaciones. Estas observaciones resultan coincidentes con experiencias (Al-



Tabla 4. Mediciones realizadas sobre las probetas



Khaiat and Haque, 1997) en las que se ha verificado diferencias significativas entre los espesores carbonatados medidos en hormigones ubicados en el interior y exterior de las estructuras, debido a la modificación del contenido de CO2 de la atmósfera de contacto y presencia de humedad. Para que se produzca la reacción de carbonatación, es necesaria la presencia de agua, siendo la situación preferencial una humedad comprendida entre 50 y 60 %. Cuando el hormigón tiene sus poros capilares saturados o cuando la red se encuentra total-mente seca, el CO2 no puede ingresar (Traversa, 2008). Se observa en la Fig. 6c que la humedad relativa ambiente de la ciudad de Santa Fe resulta cercana a este nivel óptimo para el progreso del fenómeno de la carbonatación.

Fig. 11: a) Variación de la profundidad de carbonatación. B) Variación de la velocidad de pulsos ultrasónicos

Puede apreciarse que para los hormigones de menor calidad (tipo B, a/c=0.65) el frente de carbonatación consume en un período de sólo 2 años el espesor de recubrimiento de armaduras exigido por el reglamento vigente (INTI – CIRSOC, 1982). Esta situación resulta coherente con los resultados obtenidos en las evaluaciones estructurales, que indican reducciones significativas de la vida útil prevista para las estructuras. La evolución de la velocidad de pulsos ultra-sónicos muestra que los hormigones (Fig. 11b) no han modificado significativamente sus características (las curvas se mantienen aprox. planas), no obstante, para las probetas que se encuentran protegidas del humedecimiento por acción de las precipitaciones se evidencia una reducción de este parámetro, que confirma un proceso de reducción del contenido de humedad del hormigón hasta alcanzar el equilibrio con el ambiente. En las Fig. 12a) a 12d) se aprecia el incremento de la profundidad del frente de carbonatación para los hormigones ubicados en los distintos ambientes de exposición. Puede observarse que para el Grupo B, que corresponde a la exposición a mayores niveles de contaminantes, la penetración resulta mayor y más veloz. Para el Grupo C, que valores de penetración resultan los más reducidos. Este comportamiento se ve justificado por las características de los diferentes sectores urbanos: el Grupo B corresponde al microcentro urbano con una densidad de edificaciones y de circulación auto-motor elevada y una escasa presencia de áreas verdes o que propicien un buen nivel de ventilación; el Grupo A se encuentra en una situación intermedia; el Grupo C corresponde a sectores de mediana a reducida circulación automotor, gran presencia de áreas verdes y excelente nivel de ventilación. De acuerdo a estas mediciones, puede indicarse que a pesar de encontrarse la totalidad de las muestras en un ambiente caracterizado como A2 según el proyecto de reglamento (INTI – CIRSOC, 2002), el proceso de carbonatación evoluciona a velocidades diferentes de acuerdo a las características del microclima en el cual se encuentra expuesto el hormigón. Esta situación debería alertar a los diseñadores respecto de la necesidad de adoptar diferentes medidas de protección acordes a los niveles de contaminantes derivados de la densidad de actividades urbanas, especial-mente de la densidad de circulación automotor.

CONCLUSIONES

En este trabajo se analizaron resultados obtenidos en evaluaciones realizadas en la región centro-este argentina y en la exposición a ambientes urbanos con diferentes niveles de contaminación. En este marco,



para el conjunto de estructuras evaluadas durante el período 1995 a 2005 y para los materiales empleados en las experiencias, los resultados obtenidos indican que: a) Los conocimientos tecnológicos desarrollados en los últimos años, vinculados con el comportamiento del hormigón frente a distintos medios agresivos, no se aplican adecuadamente en obra. Más aún, se detecta la persistencia de metodologías inapropiadas de construcción y deficiencias sistemáticas en el registro y conservación de datos correspondientes al período de ejecución. b) En estructuras ubicadas en ambientes rurales y urbanos (agresividad moderada), se detectan, a edades de 10 a 30 años, procesos incipientes de corrosión de sus armaduras, debidos a la existencia de espesores de recubrimiento nulos o mínimos y carbonatados. En estos ambientes, la exposición de hormigones a microclimas con elevada concentración de CO debido a las actividades antropogénicas produce un increpen-to significativo en la velocidad de avance del frente de carbonatación, por lo cual debería ser tenido en cuenta al definir las condiciones de exposición de las estructuras. c) El avance del frente de carbonatación tiende a ser más rápido en hormigones protegidos del humedecimiento periódico por lluvias. No obstante, el humedecimiento prolongado de las estructuras activa y acelera los procesos de corrosión en hormigones carbonatados, provocando importantes pérdidas de sección de acero de refuerzo, fisuras y desprendimientos de hormigón. Estas situaciones están motivadas, princi-palmente, en diseños inadecuados, falta de mantenimiento o permanencia de las estructuras sin revestimientos o cerramientos previstos originalmente. d) La aplicación de pinturas acrílicas y poliuretánicas resultan efectivas como barreras anticarbonatación, no obstante, se requieren evaluaciones más prolongadas a fin de determinar la durabilidad de los mismos.

Fig. 12. Profundidad de carbonatación para cada grupo de exposición

AGRADECIMIENTOS

La concreción de este trabajo fue posible al apoyo recibido del Instituto Nacional del Agua, del Grupo de Estudio Sobre la Energía (GESE), a la empresa SIKA Argentina y a Relastic S.R.L..

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_________________________________________________________________________________________________ Desempeño de Barreras Sanitarias…, Aiassa y Arrúa. RTyC – UTN – Año 8 - Nº 16 26

Desempeño de Barreras Sanitarias Simples de Suelo Loéssico Compactado

Gonzalo M. Aiassa1 y Pedro A. Arrúa2 Universidad Tecnológica Nacional. Facultad Regional Córdoba. Departamento de Ingeniería Civil. Tel: 54-351-5986019#6,

CP.(X5016ZAA), Ciudad Universitaria, Córdoba, Argentina. 1Laboratorio de Investigación en Geoestructuras, [email protected]; 2Laboratorio de Investigación en Geocaracterización de Sitios, [email protected]

RESUMEN - En los depósitos de residuos, frecuentemente se emplean barreras simples de suelo compactado para limitar la fuga de contaminantes hacia el suelo y el agua subterránea. La definición de criterios de diseño para estas barreras, demanda la necesidad de contar con herramientas numéricas que permitan predecir el comportamiento hidráulico y mecánico del sistema. En este trabajo, se presenta un análisis del problema infiltración-asentamiento, mediante el desarrollo e implementación de modelos numéricos capaces de predecir y evaluar el desempeño de barreras de suelo limoso compactado instaladas sobre suelos naturales colapsables. Estos modelos fueron, calibrados a partir de resultados experimentales de infiltración y compresión confinada en muestras de suelos inalteradas y compactadas, y aplicados al análisis de un caso de estudio compuesto por diferentes escenarios. Los resultados obtenidos fueron empleados para formular recomendaciones de diseño y construcción de barreras de suelo limoso compactado, instaladas en regiones de suelos loéssicos colapsables.

Palabras clave: Infiltración; colapso; vertederos; residuos

Performance of Compacted Loess Soils as Liners for Waste Landfills

Abstract - In waste landfill, compacted soil liners are used to limit the leakage of contaminants into the soil and groundwater. A numerical tool to predict the hydraulic and mechanical behavior of the system is needed for the liners design criteria definition. This work presents a numerical analysis of the infiltration-settlement problem, through the development and implementation of models, which can predict and assess the performance of compacted soil liners installed on natural collapsible soils. These models, calibrated from experimental results of infiltration and confined compression tests on disturbed and undisturbed soil samples, were applied to the analysis of a case of study involving different scenarios. The results were used to formulate recommendations for the design and construction of compacted silty soil liners installed on collapsible loess soil region.

Keywords: Infiltration; collapse; landfills; waste

INTRODUCCIÓN

Los depósitos sanitarios constituyen un método común para la disposición final de residuos urbanos. Uno de los principales componentes de estos depósitos son los sistemas de barreras destinados a limitar la fuga de contaminantes hacia el ambiente (Sharma y Lewis, 1994, Manassero et al., 2000). En la actualidad existen numerosas soluciones tecnológicas, tales como materiales geosintéticos o geomembranas, que permiten generar sistemas de barreras efectivos (Zornberg y Christopher, 2006). No obstante, estos tipos de soluciones, no siempre resultan accesibles a pequeños o medianos municipios. Una alternativa, que se complementa con el uso de estas soluciones o puede emplearse de manera individual, la constituye el empleo de barreras de suelo compactado. En general, esta solución resulta económica y demanda tecnología de fácil disponibilidad para su implementación. El uso de barreras de suelo compactado como elemento de contención en depósitos, ha dado lugar a nume-rosas investigaciones en el mundo destinadas a caracterizar el comportamiento y propiedades del suelo en diferentes condiciones de compactación (Wang y Benson, 1995, Meerdink et al., 1996). En particular, los suelos de la zona central de Argentina pertenecientes a la llanura cordobesa, presentan características de comporta-miento particulares relacionadas con su génesis. Estos suelos, de formación loéssica, pertenecen al grupo de los suelos colapsables, los cuales pueden sufrir grandes cambios volumétricos en su estructura debido a incrementos, aislados o combinados, del contenido de humedad y estado tensional. Las investigaciones

mailto:Laboratorio%20de%20Investigaci%C3%B3n%20en%20Geoestructuras,%[email protected]

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sobre el comportamiento de barreras de suelo compactado instaladas en este medio, y la generación de regulaciones que establezcan criterios claros y fundamentados de diseño y construcción, son aún un tema en desarrollo (Aiassa et al., 2006).

Fig.1: Tipos de barrera, (a) simple con sistema granular de drenaje, (b) compuesta, (c) compuesta doble

El control de calidad durante la construcción, resulta de alta importancia en el objetivo de lograr un adecuado desempeño de las barreras de suelo compactado (Daniel, 1990).En la verificación de las condiciones de compactación de barreras, frecuentemente se utiliza la humedad y el peso unitario seco del suelo en campo como variables de control. En la metodología de diseño tradicional, usualmente se requiere que la barrera sea compactada entre un rango específico de contenido de humedad (w) y por sobre un valor mínimo de peso unitario seco (γd). Esta última condición se define a partir del coeficiente de compactación relativa, CR, el cual se obtiene como la relación entre el peso unitario seco obtenido en campo, γdcampo, y el peso unitario seco máximo de labora-torio, γdmax, para una energía de compactación determinada. Esto define una zona aceptable en base a la práctica común de ingenie-ría (Fig. 2). El valor de CR frecuentemente establecido es de 0,95 (95%) para el ensayo Proctor Estándar (PE) y 0,90 (90%) para el ensayo Proctor Modificado (PM). El rango de humedad de compactación aceptable varía con el tipo de suelo, pero en general para barreras se especifica la zona entre 0 y 4% en rama húmeda respecto de la humedad óptima (Daniel y Benson, 1990).

Fig. 2: Método tradicional para especificaciones debarreras de suelo compactado

Usualmente, las agencias de regulación estable-con espesores mínimos de barreras de suelo compactado con el objetivo de procurar un adecuado desempeño del sistema. No obstante, existen muchas dificultades que influyen en la adopción de un espesor apropiado para la barrera. Benson y Daniel (1994) presentaron resultados de infiltración en barreras con diferentes espesores y niveles de compactación (Fig. 3). Los resultados muestran que las barreras de solo 15 a 30 cm (1 o 2 capas) de espesor, tienden a ser mucho más



permeables que las de 60 a 90 cm (4 a 6 capas). No obstante, cuando las barreras incrementan el espesor por sobre los 90 cm, se observaron pequeñas reducciones en la permeabilidad.

Fig. 3: Mediciones de permeabilidad de campo en barreras de diferentes espesores (Benson y Daniel, 1994)

MODELO DE INFILTRACIÓN

Para resolver el problema de flujo transitorio no saturado se implementaron códigos de entrada en el programa de cálculo UN-SAT-H, (Unsaturated Soil Water and Heat Flow Model) (Fayer, 2000). UNSAT-H es una herramienta numérica de dominio público, el modelo conceptual es unidimensional y no considera flujo lateral. En su análisis, el programa separa las precipitaciones caídas sobre la superficie en infiltración y escurrimiento superficial. Las ecuaciones empleadas en la representación del modelo conceptual se resuelven numéricamente mediante el esquema en diferencias finitas de Crank-Nicolson. La ecuación diferencial básica corresponde a:

( ) ( )1z

ψ ψk ψ C ψz z⎡ ⎤∂ ∂⎛ ⎞+ =⎜ ⎟⎢ ⎥∂ ∂⎝ ⎠⎣ ⎦ t

∂∂

(1)

donde z es la elevación del punto por sobre la referencia, ψ la succión matricial, ( )zk ψ la función de

permeabilidad y la capacidad de humedad específica. ( )C ψ Con los códigos de cálculo presentados, se realizaron simulaciones numéricas de ensayos de infiltración, y de esta forma se definieron los parámetros característicos del modelo. En todos los casos, la carga hidráulica en superficie, hs, se consideró constante e igual a 3,5 cm de columna de agua. Para resolver la ecuación de flujo en suelos no saturados deben establecerse relaciones para la humedad y permeabilidad del suelo en función de la succión. La relación entre humedad y succión se denomina curva característica suelo-agua y la relación entre permeabilidad y succión se conoce como función de permea-bilidad. Un modelo para caracterizar estas relaciones corresponde al propuesto por van Genuchten (1980) y Mualem (1976),

( )1Θ

1

m

naψ

⎡ ⎤= ⎢ ⎥

+⎢ ⎥⎣ ⎦ (2)

( )( ) ( ){ }

( )

2

0 5

1 1

1

mmn n

. mn

aψ aψk ψ k

aψ

−⎡ ⎤− +⎣ ⎦

=⎡ ⎤+⎣ ⎦

(3)

donde es la Θ humedad volumétrica normalizada, definido por Θ=(θ-θr)/(θs-θr), la humedad volumétrica, θ

θs la humedad volumétrica de saturación, θr la humedad volumétrica residual, k la permeabilidad de suelos



nsaturados y n, a, son constantes. 1 1m /= −

SIMULACIÓN DE ENSAYOSDE INFILTRACIÓN

En la Tabla 1 se presentan los parámetros adoptados en las simulaciones.

UNSAT-H Parámetro Unidad

II1 IC1 IC2

w % 19,0 18,6 18,9 γd kN/m3 13,3 17,3 16,8 θo --- 0,25 0,33 0,32 θs --- 0,50 0,35 0,37 θr --- 0,10 0,12 0,11 a cm-1 0,0045 0,002 0,002 n --- 2,20 1,45 1,45 ψi cm 450 250 690

Referencias: II1 = limo inalterado, IC1 = limo compactado 100% Proctor Estándar, IC2 = limo compactado 80% Proctor Estándar, ψi = succión

inicial en el suelo, θo = humedad volumétrica inicial, w = humedad gravimétrica inicial, a y n parámetros de van Genuchten (1980) Mualem

(1976). Tabla 1: Parámetros del modelo de infiltración para calibrar datos experimentales

Los parámetros de los modelos de infiltración (Tabla 1), se definieron a partir de calibrar los resultados numéricos a los datos experimentales. En la calibración se consideró un análisis de sensibilidad del parámetro de permeabilidad, el cual influye de manera considerable en los resultados numéricos. Los resultados de las simulaciones numéricas se presentan junto con los datos experimentales. La Fig. 4 muestra los resultados obtenidos para el limo natural o inalterado. En esta figura se presenta un análisis de sensibilidad del parámetro de permeabilidad, k, para el modelo UNSAT-H. El valor seleccionado como parámetro del suelo inalterado (k = 1,2×10-7 m/s), corresponde a un valor de ajuste al tramo central de la curva. Los resultados numéricos muestran un buen ajuste a los datos experimentales en el tramo inicial de la curva, luego el modelo subestima el valor de infiltración, hasta llegar a igualarse para un tiempo aproximado de 2 horas. Finalmente, la tendencia en largo plazo muestra una ligera sobrestimación de los resultados numéricos.

Fig.4: Resultados numéricos y experimentales en la curva de infiltración de limo inalterado



La Fig. 5 muestra los resultados obtenidos para el suelo limoso compactado a humedad próxima a la óptima y 100%PE. En la curva de infiltración, se observa que los resultados de las simulaciones numéricas presentan un buen ajuste a los datos experimentales, tanto a corto como a largo plazo.

Fig.5: Resultados numéricos y experimental en la curva de infiltración de limo compactado (100% Proctor Estándar)

La Fig. 6 muestra los resultados obtenidos para el suelo limoso compactado a humedad óptima y 80%PE. En la curva de infiltración, en general, se observa un buen ajuste de los resultados numéricos a los datos experimentales.

Fig.6: Resultados numéricos y experimental en la curva de infiltración de limo compactado (80% Proctor Estándar)

MODELO DE ASENTAMIENTO

Con el objetivo de evaluar el asentamiento generado por los procesos de infiltración, se implementó numéricamente el modelo elastoplástico propuesto por Alonso et al. (1990). Este modelo, emplea dos variables de tensiones independientes designadas como tensión neta y succión. La implementación del modelo demanda la necesidad de conocer la tensión de fluencia para diferentes niveles de succión, y de esta forma definir la curva de fluencia denominada LC. Las ecuaciones básicas del modelo, correspondientes a la curva LC y las relaciones constitutivas, son,

( ) ( ) ( )1* c co op p p p m exp αs m⎡ ⎤= − + − − +⎣ ⎦ (4)

donde po es la tensión de fluencia a succión s, pc la tensión de referencia, po* la tensión de fluencia saturada y

m y son las variables que deben ser calibradas para cada tipo de suelo. α



si

si

o c

oo rc

o

σσ p ε κ logp

p σσ p ε κ log λ log εp p

⎧ ⎛ ⎞< =⎪ ⎜ ⎟

⎝ ⎠⎪⎨

⎛ ⎞⎛ ⎞⎪ > = + +⎜ ⎟⎜ ⎟⎪ ⎝ ⎠ ⎝ ⎠⎩

(5)

donde es la tensión vertical, ε la deformación relativa, la pendiente del tramo elástico en proceso de carga, la pendiente del tramo elástoplástico en carga y la deformación relativa de referencia inicial.

σ κλ rε

El modelo elastoplástico, se ha implementado mediante una familia de funciones bilineales para la relación entre deformación y tensión, en escala lineal y logarítmica (de base 10) respectivamente, con diferentes niveles de succión. De esta forma, se calibraron los parámetros del modelo a resultados experimentales obtenidos mediante ensayos de compresión confinada realizados bajo diferentes condiciones de humedad, conservada constante durante el ensayo, tanto en muestras de suelo inalterado como compactado (Figs. 7 y 8).

Fig. 7: Ajuste del modelo elastoplástico a resultados experimentales en suelo limoso inalterado

Fig. 8: Ajuste del modelo elastoplástico a resultados experimentales en suelo limoso compactado

MODELO PROPUESTO PARA LA EVALUACIÓN DE BARRERAS DE SUELO COMPACTADO

El mecanismo de cálculo desarrollado comprende dos pasos. (1) Se evalúa el proceso de infiltración y se obtiene como resultado la curva de infiltración y perfiles de contenidos de humedad transitorios. Para obtener estos resultados, se implementan códigos de ingreso para el programa UNSAT-H. (2) Se calculan los asentamientos por colapso mediante el empleo de los modelos propuestos implementado en un algoritmo de cálculo computacional. Los archivos de salida que genera UNSAT-H para el perfil de humedad, son leídos por el código de asentamientos, de forma que el cálculo resulta simultáneo. En este análisis se ha considerado como tiempo final la condición de flujo estacionario, no obstante podría adoptarse cualquier tiempo de interés. De esta forma, el modelo combinado resuelve el problema de asentamiento para un solo incremento de humedad. En el cálculo se considera la condición inicial de equilibrio y la condición final estacionaria. La Fig. 9 presenta un diagrama de flujo que representa el programa de cálculo descrito. La secuencia indica la forma de computar infiltraciones en el sistema, y posteriormente calcular los asentamientos por colapso.



Fig. 9: Diagrama de flujo del programa de cálculo combinado infiltración-asentamiento

APLICACIÓN DEL MODELO

Para identificar las variables de mayor trascendencia en el desempeño de los sistemas de barreras, y formu-lar recomendaciones de diseño y construcción, se plantean diferentes escenarios de análisis básicos (Tabla 2). En la Fig. 10 se presenta un esquema general del sistema y se indican los diferentes elementos componentes.

Variable L (m)

h (m) Condición

0,2 0,5 1,0 A Espesor de

barrera 1,5

10 C1

5

10 B Profundidad de nivel freático 1,0

20

C1

C1 C Condición de

compactación 1,0 10 C2

Referencias: C1= compactación a humedad óptima y 100%PE, C2= compactación a humedad óptima y 80%PE. Profundidad de nivel freático definido desde extremo superior de barrera.

Tabla 2: Escenarios



Fig. 10: Sistema de análisis de comportamiento de barreras en loess

En el sistema se han incluido: barrera de suelo compactado, estrato de suelo natural colapsable (loess), nivel freático y la condición de contorno superior impuesta de nivel de agua constante en superficie para todos los escenarios. En resumen, en el análisis se estudia la influencia del espesor de barrera de suelo compactado, la profundidad de nivel freático y la energía de compactación. En la implementación de los modelos, se define una geometría unidimensional constituida por nodos separados una distancia de 0,1 metros en zonas de suelo natural y 0,05 m en el primer tramo de barrera. El sistema analizado corresponde a un perfil de suelo estratificado, por lo que se consideraron dos tipos de suelo para la asignación de materiales en los nodos. Para las condiciones iniciales, se considera un estado de equilibrio con distribución lineal de succión en profundidad. A partir de esta condición inicial impuesta, el programa computa el estado de humedad inicial a través de la relación succión-humedad definida. Para este análisis se adoptaron las relaciones succión-humedad y succión-permeabilidad de van Genuchten (1980) Mualem (1976). En la definición de condiciones de contorno, se establecieron condiciones de carga constante tanto en el nodo superior como inferior. En el nodo superior, se asume una carga de agua constante en superficie de 3 kPa (0,30 metros), debido a que corresponde a la carga máxima aceptable en diseño de barreras (Qian et al., 2004). El nodo inferior se considera fijo, con valor de succión nulo, ya que en todos los casos corresponde al nivel freático. Las simulaciones en UNSAT-H se efectuaron con incrementos temporales de 1 día, y se evaluaron durante un período total de 5 años, tiempo en el que se evidencia proximidad a la condición de flujo estacionario y por lo tanto los perfiles de humedad tienden a conservarse constantes en el tiempo. La evaluación de asentamientos se realiza en un paso correspondiente al salto desde el perfil de humedad inicial hasta la condición estacionaria. Los parámetros adoptados para las simulaciones de los sistemas de barreras simples compactadas se presentan en la Tabla 3.



UNSAT-H – Modelo de asentamiento Unid.

LI LC1 LC2 θs --- 0,50 0,35 0,37 θr --- 0,10 0,12 0,11 a cm-1 0,0045 0,002 0,002 n --- 2,20 1,45 1,45 ψi cm variable 250 690 k m/s 5,5×10-7 8,4×10-10 1,3×10-8

γd kN/m3 12,3 17,2 16,6 w % 17,3 18,6 18,9

Tabla 3: Parámetros adoptados para modelarlos sistemas de barrera

RESULTADOS DE SIMULACIÓN DE INFILTRACIÓN

Las curvas de infiltración obtenidas para diferentes espesores de barrera (escenario A) se presentan en la Fig. 11. Los resultados obtenidos muestran que se tiene un incremento en la capacidad de retención de líqui-dos en el sistema a medida que se incrementa el espesor de la barrera.

Fig. 11: Curva de infiltración para diferentes espesores de barrera de limo compactado (Escenario A)

En el escenario B se evaluó la influencia de la profundidad del nivel freático. Para esto se adoptó un espesor de barrera constante e igual a 1,0 metro, y condición de compactación a humedad óptima a 100%PE. Las modificaciones en la profundidad del nivel freático, significaron desplazamientos del contorno inferior del modelo, conservando su valor constante de carga hidráulica nula en este borde. Los resultados obtenidos muestran una baja influencia de esta variable en la curva de infiltración (Fig. 12). Se observa que las curvas a 5 metros y 10 metros de profundidad se confunden en la figura.

Fig. 12: Curva de infiltración para diferentes profundidades de nivel freático (Escenario B)



La influencia de la energía de compactación se consideró en el escenario C. Aquí se adoptaron constantes el espesor de barrera y la profundidad de nivel freático, iguales a 1,0 metro y 10,0 metros respectivamente, y se consideraron en el análisis dos energías de compactación correspondientes al 100% PE y 80% PE, en ambos casos a humedad óptima. Los resultados obtenidos se presentan en la Fig. 13. Se observa una marcada influencia de esta variable en el comportamiento a infiltración del sistema.

Fig.13: Curva de infiltración para diferentes energías de compactación del suelo (Escenario C)

Junto con las curvas de infiltración, se obtuvieron simulaciones del avance del perfil de humedad. La Fig. 14 muestra los resultados obtenidos para una situación sin barrera, con todo el perfil de suelo equivalente a suelo natural, y profundidad de nivel freático a 10 metros. En esta situación, se observa que en un período de 50 días el flujo tiene lugar en estado estacionario y próximo a la saturación.

Fig.14: Perfil de humedad para el sistema de análisis sin barrera

La Fig. 15 muestra los perfiles de humedad para barreras de 0,50 metros. Se observan importantes incrementos en los tiempos necesarios para alcanzar la condición de flujo estacionario, respecto de la condición sin barrera. Por otro lado, la instalación de la barrera reduce considerablemente el caudal unitario de agua infiltrada hacia el estrato de suelo natural, por lo que el flujo se produce en el suelo no saturado.



Fig.15: Perfil de humedad (barrera de 0,50 metros)

Los resultados obtenidos de las simulaciones de infiltración, constituyen un elemento clave para la evalua-ción de los asentamientos. La evaluación conjunta del sistema en infiltración y asentamiento permitirá esta-blecer criterios adecuados de diseño basado en el desempeño de los mismos.

RESULTADOS DE SIMULACIÓN DE ASENTAMIENTO

Con los resultados de infiltración obtenidos, se evaluaron los asentamientos por colapso para los escenarios planteados (A, B y C). Los cálculos se han realizado en un paso, desde el estado de humedad inicial hasta el final de condición estacionaria. Las barreras, durante su vida útil, recibirán incrementos de carga a consecuencia de la disposición periódica de residuos dentro de la celda, debido a esto se han considerado diferentes niveles de sobrecarga (0 a 200 kPa) aplicada sobre la superficie de barrera. En la Fig. 16 se presenta la influencia del espesor de barrera para diferentes niveles de sobre-carga (SC). Los resultados muestran que los incrementos en el espesor de barrera reducen los asentamientos calculados. Esta tendencia se mantiene para todos los niveles de sobrecarga estudia-dos. La reducción en asentamientos con incrementos en el espesor de barrera adopta una tendencia asintótica, y los mismos se tornan constantes a partir de espesores de barrera de 1,0 metro aproximadamente. A partir de este límite, no se observan reducciones significativas.

Fig.16: Influencia de espesor de barrera compactada en los asentamientos calculados



Por otro lado, la Fig. 16 muestra que los asentamientos se incrementan con las sobrecargas hasta valores límites de 100 kPa aproximadamente. A partir de aquí, incrementos en la sobrecarga no provocan modifi-caciones significativas en los resultados. Se observa también que la sobrecarga presenta mayor influencia con menores espesores de barrera. Al incrementarse el espesor de la barrera, se disminuyen los incrementos de asentamientos por incrementos en la sobrecarga. Por otro lado, se estudió la influencia de la profundidad del nivel freático (Fig. 17). Los resultados muestran los asentamientos calculados para diferentes niveles de sobrecarga en superficie y diferentes profundidades de nivel freático (NF).

Fig.17: Influencia de la profundidad de nivel freático en los asentamientos calculados

En todos los casos (Fig. 17), se observa una variación con forma de campana invertida, donde los asentamientos crecen hasta un valor máximo, y posteriormente disminuyen con incrementos en la profundidad de NF. Este máximo se desplaza hacia arriba, o menores profundidades de NF, cuando se incrementa la sobrecarga en superficie. Este comportamiento es de particular interés, debido a que permite observar que para cada condición del sistema, existe una profundidad de NF crítica para la cual los asentamientos estimados son máximos. Finalmente, se estudió la influencia de las condiciones de compactación. Los resultados obtenidos muestran un considerable aumento en los asentamientos estimados al degradar las condiciones de compactación de 100% PE a 80% PE (Fig. 18). La diferencia se torna constante para sobrecargas superiores a 100 kPa.

Fig.18: Influencia de la energía de compactación en los asentamientos calculados



REGULACIONES DE DISEÑO

El diseño de sistemas de barreras para depósitos se basa en estándares prescriptos o estándares de desem-peño. La mayoría de las regulaciones actuales pertenecen al tipo de diseño a partir de estándares prescriptos. Sólo algunos países, como Canadá y Estados Unidos, han introducido estándares de desempeño como una alternativa para los requerimientos mínimos en los sistemas de barrera (Manassero et al., 2000). La Fig. 19 resume las especificaciones de diseño básicas planteadas en Europa y Estados Unidos.

Fig. 19: Requisitos de diseño para barreras de residuos sólidos municipales

Sobre la base de los resultados obtenidos en el presente trabajo, se sugieren algunas recomen-daciones para el diseño de barreras instaladas dentro del área de la llanura pampeana de la Provincia de Córdoba (Fig. 20). En este sentido, se proponen un espesor mínimo de barrera, una permeabilidad máxima y condiciones de compactación mínimas establecidas en función del peso unitario seco máximo (γdmax), la humedad de compactación óptima (wopt) y el porcentaje de compactación relativa, CR. También se presentan especifica-ciones para el drenaje, referidas a espesor de la capa de material granular (LD) y permeabilidad mínima.

Fig. 20: Recomendaciones de diseño para barreras instaladas en loess



Las recomendaciones presentadas en la Fig. 20, procuran establecer criterios de diseño mínimos a cumplir en la construcción de barreras de vertederos de residuos sólidos municipales pertenecientes a pequeños y medianos municipios localizados en la Provincia de Córdoba, de forma de lograr un impacto ambiental reducido. Estas especificaciones son generales y deberán completarse con recomendaciones particulares dependientes del sector de emplazamiento del vertedero. En el caso de residuos industriales o peligrosos deben efectuarse investigaciones adicionales para formular recomendaciones de diseño. En general, resultan sistemas más complejos que los sistemas simples de barrera compactada.

CONSIDERACIONES FINALES

En este trabajo se ha presentado e implementado un modelo de infiltración-asentamiento, aplicable al análisis de perfiles de suelo estratificados en condición de flujo no saturado. Para el análisis de infiltración se ha planteado un modelo transitorio no saturado. Para este modelo, se han determinado los parámetros característicos del suelo en estudio, correspondiente al limo loéssico inalterado y compactado bajo diferentes condiciones, mediante la simulación de ensayos de laboratorio y calibración a resultados experimentales. Las simulaciones permitieron obtener resultados referidos a la curva de infiltración, o infiltración acumulada en el tiempo, y avance del perfil de humedad. Se propone un modelo de deformación por colapso, a partir del modelo elastoplástico. En este modelo se contempla la posibilidad de analizar asentamientos en suelos estratificados de cualquier profundidad, con espesores arbitrarios de suelo colapsables, para condiciones iniciales y finales de humedad variables a lo largo del perfil de suelo, y con la posibilidad de incorporar sobre-cargas en la superficie del perfil. Se ha presentado un análisis del comporta-miento de barreras instaladas en loess, mediante la aplicación de los modelos desarrollados. Se plantean diferentes escenarios de análisis, y se simula el comportamiento de los sistemas de barrera a infiltración y colapso. En el análisis, se evalúa la influencia del espesor de barrera, profundidad de nivel freático y energía de compactación.

CONCLUSIONES

Los resultados permiten concluir que la posición del nivel freático ejerce una influencia particular sobre los asentamientos. Se observa una variación en forma de campana invertida, donde se obtiene un asentamiento máximo, para una profundidad específica del nivel freático. El espesor de barrera y la energía de compactación afectan el comportamiento del sistema de manera notable. La presencia de sobrecargas incrementa los asentamientos. No obstante, luego de la primera aplicación de carga, los incrementos de asentamiento tienden a reducirse. Se deberá tomar precaución en la definición de espesores mínimos de barrera, y en la especificación de controles de calidad del suelo compactado en campo. Se formularon recomendaciones de diseño concretas, para la construcción de vertederos controlados, mediante simple compactación de suelo local. Esta solución, constituye una alternativa factible, tanto técnica como económicamente, para reducir la contaminación ambiental generada por la disposición de residuos sólidos urbanos en pequeños y medianos municipios.

AGRADECIMIENTOS

Esta investigación fue financiada por la UTN y el Ministerio de Ciencia y Tecnología de la Provincia de Córdoba. Los autores agradecen el apoyo de la Facultad Regional Córdoba y el Departamento de Ingeniería Civil (UTN-FRC).

REFERENCIAS

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Benson, C.H. and Daniel, D.E., “Minimum thickness of compacted soil liners: II. Analysis and case histories”, Journal of Geotechnical Engineering, ASCE, 120(1): 153-172, (1994). Daniel, D., “Summary review of construction quality control for compacted soil liners”, Waste Containment Systems: Construction, Regulation and Performance, ASCE, Geotechnical Special Publication 26: 175-189, (1990). Daniel, D.E. and Benson, C.H., “Water content-density criteria for compacted soil liners”, Journal of Geotechnical Engineering. ASCE, 116(12): 1811-1830, (1990). Fayer, M.J., “Unsaturated soil water and heat flow model”, UNSAT-H, ver. 3.0. U.S. Department of Energy, DE-AC06-76RLO 1830 Pacific Northwest National Laboratory, Richland, Wash, (2000). Manassero, M., Benson, C. and Bouazza, A., “Solid waste containment systems”, Proceedings of GeoEng2000, Melbourne, Australia. Technomic Publi-shing Company, Lancaster, PA, USA, 520-642, (2000). Meerdink, J.S., Benson, C.H. and Khire, M.V., “Unsaturated hydraulic conductivity of two compacted barrier soils”, Journal of Geotechnical Engineering, ASCE, 122(7): 565-576, (1996). Mualem, Y., “A new model for predicting the hydraulic conductivity of unsaturated porous media”, Water Resources Research. 12: 593-622, (1976). Qian, X., Gray, D.H. and Koerner, R.M., “Estimation of maximum liquid head over landfill barriers”, Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, ASCE, 130(5): 488-497, (2004). Sharma, H.D. and Lewis, S.P., “Waste containment systems, waste stabilization, and landfills. Design and evaluation”, John Wiley & Sons, USA, (1994). Van Genuchten, M.T., “A closed-form equation for predicting the hydraulic conductivity of unsaturated soils”, Soil Science Society of American Journal, 44: 892-898, (1980). Wang, X. and Benson, C.H., “Infiltration and saturated hydraulic conductivity of compacted clay”, Journal of Geotechnical Engineering, ASCE, 121(10): 713-722, (1995). Zornberg, J.G. and Christopher, B.R., “Geosynthetics”, The Handbook of Groundwater Engineering, Second edition, CRC Press, (2006).


_________________________________________________________________________________________________ Iglesia de San Ignacio…, Balestra et al. RTyC – UTN – Año 8 - Nº 16 41

Iglesia de San Ignacio de Loyola - Ciudad de Buenos Aires Evaluación Estructural y Propuesta de Refuerzo

Jorge Fontán Balestra, [email protected] - Fontan Balestra y Asoc Carlos Carlassare, [email protected] Miguel A. Bavaro, [email protected]

U. T. N. Facultad Regional Haedo - Grupo Simulación y Mecánica Computacional

RESUMEN - En el año 2003 la iglesia de San Ignacio de Loyola comenzó a mostrar un cuadro de fisuras y grietas importantes que motivaron su apuntalamiento preventivo durante cinco años. Se resumen los conceptos sobre el comportamiento estructural que permitieron el desarrollo y la ejecución de un proyecto de reparación sustentado en bases firmes y objetivas. También se incluye la investigación de los antecedentes, estudios de campo, características y propósitos de los modelos de elementos finitos y un análisis de las causas de la fisuración. Los resultados obtenidos permiten demostrar que el origen de los daños es compatible con un deterioro del suelo producido por la rotura de una cañería de agua a presión, bajo la calle Alsina. También se presentan los criterios y características de los refuerzos de hormigón armado propuestos, destacando los conceptos puestos en juego para lograr refuerzos estructurales arquitectónica y estructuralmente compatibles, eficientes y durables.

Palabras clave: Basílica San Ignacio de Loyola, Fallas en mampostería, Refuerzo de Edificios Históricos

ABSTRACT- In 2003 the “San Ignacio de Loyola” church evidenced a concerning picture of cracking and fracturing that led to their preventive underpinning during five years. A summary of the Church structural behavior that enabled the design of proper reinforcements based on sound technical arguments is included. The background, field studies, features and purposes of several finite element models and the findings on the causes of cracking are detailed. Results could demonstrate that the observed damages were originated by the deterioration of the soil under Alsina street, in turns caused by the rupture of a pipeline transporting clean water. Some interesting details of the structural reinforcements made of reinforced concrete and special consideration of the issues that must be addressed to achieve the goals of structural and architectural compatibility, efficiency and durability are finally described.

Keywords: San Ignacio Church, Failures in Masonry Structures, Ancient Masonry Buildings restoration

INTRODUCCIÓN

La Iglesia de San Ignacio de Loyola data del año 1686 y el comienzo de su construcción coincidió con el producido de los primeros hornos de ladrillos de Buenos Aires. El diseño pertenece al jesuita Juan Krauss y hoy es Monumento Histórico Nacional, integrando la Manzana de las Luces. En ella tuvo lugar, entre otros, el acto de inauguración de la Universidad de Buenos Aires.

COMIENZO DE LOS DETERIOROS

La iglesia, como casi todos los edificios de mampostería pura, presentaba hace ya varios años diferentes tipos de fisuras pero, a partir de julio de 2002, comienza a incrementarse sensiblemente el tamaño de algunas de ellas que se transformaron en grietas de grandes proporciones y aparecieron otras nuevas. La inquietud generalizada ante este fenómeno dio lugar en julio de 2003, al cierre de la calle Bolívar (entre Alsina y Moreno) y al apuntalamiento de la fachada de Bolívar y del cimborrio, por orden de la Guardia de Auxilio de la Ciudad de Buenos Aires. En las Figs. 1, 2 y 3 pueden verse las características generales de la iglesia y sus deterioros más signifi-cativos. La Fig. 1 muestra la fachada sobre Bolívar con las grietas más relevantes, de alrededor de 4 cm de ancho.



Fig. 1 – Vista de frente de la fachada con el desarrollo de las fisuras sobreimpresas (izq.) y fotografía de la parte central del frente

La Fig. 2 muestra un corte por el cimborrio con grietas en los lados Este y Oeste del mismo orden de importancia que en la fachada Bolívar. La Fig. 3 incluye el tríptico de entrada fisurado en mayor medida del lado de Alsina y en la Fig. 4 se presenta la planta general de la Iglesia. Pueden apreciarse el túnel histórico que corre des de el Colegio Nacional Buenos Aires hasta la calle Alsina pasando por debajo del altar y las fisuras de mayor envergadura presentes en el piso del coro, en la bóveda central (longitudinal y transversal), longitudinales en la galería norte y en el muro testero (estas últimas no indicadas en la planta).

Fig. 2 – Corte del Cimborrio



Fig. 3 – Tríptico de entrada

Fig. 4 – Planta general de la Iglesia

ESTUDIOS PRELIMINARES

Al momento de comenzar estos estudios la iglesia se hallaba apuntalada con andamios metálicos en su frente (Fig. 5), mediante apuntalamientos de madera en los arcos del frente y el tríptico (Fig. 6) y en el cimborrio (Fig. 7).

Figs. 5,6 y 7 – Detalles de los apuntalamientos



En primera instancia se identificaron como causas más probables de los daños los movimientos del suelo, el desmoronamiento de túneles cercanos, la degradación del material de la mampostería y el eventual incremento de cargas en el techo por renovación de cubierta. Las evaluaciones y mediciones de campo realizadas (en algún caso para corroborar resultados de estudios anteriores) fueron las siguientes: 1. Estudios de suelos 2. Relevamientos planialtimétricos 3. Estudios de georadar 4. Relevamiento de información histórica 5. Relevamiento de fisuras 6. Seguimiento del comportamiento de testigos de yeso 7. Análisis y evaluación de la mampostería existente Los resultados de la información recopilada permitieron identificar varios hechos de importancia relacionados con la investigación: 1. Los estudios con georadar realizados peri-metralmente a los sectores deteriorados no recogieron ninguna

evidencia de desmorona-miento de túneles cercanos. 2. En junio de 2002, dos a tres meses antes de que se visualizaran claramente las primeras fisuras grandes y

como consecuencia de la rotura de una cañería de agua a presión ubicada bajo vereda de Alsina, se inundó el túnel histórico. Este evento, sumado a la correspondiente fuga de finos del suelo, se identifica como una de las causas más probables o de mayor incidencia en los daños.

3. La investigación realizada en el túnel histórico permitió comprobar que muy cerca de su intradós se encuentra apoyado uno de los pilares principales del cimborrio y que la inundación mencionada había debilitado las paredes del túnel, poniendo a la estructura en una condición de riesgo inaceptable, que requería de su inmediata atención (Fig. 8).

En función de los resultados de las observaciones anteriores se decidió continuar con el análisis estructural de la iglesia y paralelamente realizar un proyecto de consolidación del túnel histórico, para restablecer su capacidad portante.

PLANTEO DEL PROBLEMA

A efectos de comprender acabadamente el comportamiento estructural global de la iglesia, se prepararon y resolvieron modelos de Elementos Finitos (ver detalles completos en el Anexo) con un enfoque, definición y grado de refinamiento de la malla suficientes para poder interpretar el fenómeno. Pese a su magnitud, se decidió preparar un modelo de la iglesia completa en lugar de modelos parciales, que no siempre garantizan la inclusión de todas las interacciones relevantes. El modelo básico, compuesto de elementos de cáscara y de viga, apuntaba a reflejar el comportamiento de la estructura de la iglesia, anterior (fisuración escasa) y posterior a la ocurrencia del evento desestabilizador. Las distintas variantes del modelo básico incluyeron apoyos perimetrales fijos y elásticos, comportamiento físico lineal y no lineal, apoyos laterales para alterar la simetría geométrica de la estructura por su interacción con construcciones vecinas, inclusión expresa de fracturas, etc. En todos los casos se consideró la carga permanente del peso, analizando en algún caso la influencia de cambios uniformes de temperatura en la cubierta. El proceso de evaluación puede resumirse en las siguientes etapas o fases:

Primera fase: Se analizó un modelo lineal y simétrico, con apoyos elásticos para estudiar la influencia de los cedimientos diferenciales impuestos por las cargas sobre las fundaciones. Segunda fase: Continuando con el modelo lineal, se modificaron los coeficientes de balasto para estudiar la influencia del deterioro del suelo bajo las fundaciones de fachada Alsina, pudiendo corroborarse que ese mecanismo conduce a estados de tensión totalmente compatibles con el estado de fisuración relevado en la iglesia. Tercera fase: Se desarrolla un modelo no-lineal para establecer los niveles de seguridad de la estructura de mampostería y los incrementos de seguridad que se obtendrían a partir de la incorporación de distintos tipos de refuerzo de H° A°.



Fig. 8 – Vista lateral y fotografía del interior del túnel

MODELO BASICO DE ANÁLISIS

Las particularidades del modelo básico y sus distintas alternativas se describen con detalle suficiente en el Anexo. Las Figs. 9 y 10 permiten observar el grado de detalle y las principales características del modelo discreto. El comportamiento estructural de la iglesia bajo la acción de las cargas permanentes, ya sea teniendo en cuenta apoyos fijos o elásticos, puede observarse en la Fig. 11 en la que se muestra la distribución de los desplazamientos horizontales y en la Fig. 12 que hace lo propio con los verticales. Puede observarse claramente que, bajo la acción del peso, todo el cimborrio se inclina hacia Bolívar, recargando el eje más cercano a esa calle; la espadaña se inclina hacia atrás y las torres hacia adelante, aunque este último efecto puede observarse más claramente en el corte longitudinal de la Fig. 13. En realidad, las torres no sólo se inclinan hacia Bolívar sino que también rotan y tienden a separarse (Fig. 14).

Fig. 9 – Vista general del modelo de E. F. de la iglesia



Fig. 10 – Vista del interior del modelo de la basílica

Fig. 11 – Vista general de la estructura deformada con la distribución del desplazamiento horizontal (mm)

Fig. 12 – Vista general de la estructura deformada con la distribución del desplazamiento vertical (mm)



Como todos los arcos se encuentran vinculados horizontalmente por la cubierta y ésta se encuentra prácticamente inmovilizada en los extremos por la presencia de sectores relativamente rígidos como la fachada, las torres del lado Bolívar y el muro testero del lado Perú, gran parte de la carga horizontal es transferida hacia los extremos de la iglesia (ver Fig. 14).

Fig. 13 – Vista de costado de la posición inicial y final (deformada) obtenidas mediante un modelo lineal

Fig. 14 – Vista en planta de la posición deformada de la iglesia

Fig. 15 – Vista de un corte interior mostrando los arcos transversales



Los sectores relativamente rígidos poseen una baja resistencia a la tracción (al igual que la totalidad de la mampostería de la iglesia) produciéndose fisuras y grietas de dirección normal a las tensiones principales máximas. Esas fisuras producen una reducción en la capacidad portante, produciendo una mayor apertura de los arcos intermedios. Entre los sectores relativamente rígidos debe incluirse el cimborrio debido a la cúpula y a la pared perimetral de soporte que la circunda. Todos estos efectos se potencian cuando los modelos incluyen menores coeficientes de balasto en el muro lindero a la calle Alsina, razón por la que se concluye que las causas de la fisuración general de la iglesia están más relacionadas con anomalías de comportamiento a lo largo de esa calle que con eventuales deterioros de suelo o desmoronamiento de túneles en las cercanías de la fachada de Bolívar. La cuestión clave para privilegiar esta conclusión fue que los deterioros de la fachada sobre Bolívar se produjeron simultáneamente con los deterioros del cimborrio, conduciendo a una causa única para explicar el deterioro de ambos sectores. Otra importante conclusión que se desprende del análisis de los modelos lineales tiene que ver con la forma de las fisuras de los sectores del cimborrio. El sector más cercano a Alsina se ha fisurado en el comportamiento estructural global de la iglesia bajo la acción de su propio peso. Se puede entender mejor el comportamiento de la estructura si se observan y analizan los desplazamientos de la cúpula en la Fig. 13 y el patrón de fisuraciones en la Fig. 16. El arco anterior de soporte transversal del cimborrio desciende y se desplaza bastante más que el posterior, lo que necesariamente tiene que provocar una mayor fisuración en esa zona. Los daños en los arcos del cimborrio también pueden explicarse observando en la Fig. 17 la ubicación de las mayores tensiones de tracción, en las direcciones vertical y horizontal. Puede constatarse que las fisuras verticales ocupan la totalidad del espacio ocupado entre el intradós del arco y el umbral de la puerta de acceso a la pasarela circular del cimborrio, de un modo compatible con las tensiones de tracción en el área. Este sistema se comporta como un gran arco en el que todo el sector por debajo de la puerta actúa como un tensor. Las fisuras de desarrollo casi horizontal están asociadas al hecho de que la cúpula apoya directa-mente sobre el tambor circular, transfiriendo la carga de tracción al tabique que la rodea. En una estructura de H° A°, esa zona hubiera requerido mayor medida (Fig. 16, izquierda) que otros sectores tales como el que se muestra a la derecha, en la misma figura.

Fig. 16 – Fotografías mostrando fisuras en el cimborrio

Las razones por las que un sector del cimborrio se ha fisurado más que el otro y las características del tipo de daño tienen que ver casi exclusivamente con una armadura vertical o en “V” para trabajar adecuadamente. Otra causa que aparece como dominante, surge de observar el diagrama de tensiones de tracción verticales S11 en la Fig. 18. Pueden reconocerse cargas de tracción no originadas estrictamente en la cúpula, sino provocadas por la reducción en la curvatura de su arco de apoyo. El comportamiento estructural del arco



somete a la pared del cimborrio a cargas de tracción incompatibles con la baja resistencia a tracción de la mampostería.

EVALUACIÓN DE LAS ASIMETRÍAS

El análisis del modelo lineal simétrico ha permitido una buena comprensión del comportamiento básico global de la estructura. Sin embargo, queda por analizar la influencia de las asimetrías producidas por las restricciones laterales impuestas por la interacción con edificios linderos. Un nuevo relevamiento de la verticalidad de los elementos estructurales de la iglesia puso de manifiesto que la pared medianera con el Colegio Nacional Buenos Aires había experimentado una bajísima inclinación. Por lo tanto, se desarrolló un modelo asimétrico restringiendo los desplazamientos horizontales en el muro lateral correspondiente, manteniendo los apoyos elásticos en todo el perímetro para permitir el asentamiento diferencial de la iglesia. En estas condiciones, se observó un claro aumento de las tensiones en el lado derecho de la fachada Bolívar. Los valores máximos calculados son del orden de 0,50 N/mm2 en ese lado y de 0,30 N/mm2 del lado izquierdo. Los modelos asimétricos lineales permiten explicar claramente como y porque se ha fisurado la fachada de Bolívar, pero no suficientes para interpretar otras fisuras no simétricas como, por ejemplo, las del arco tríptico del eje del coro. Para comprender como se redistribuyen las cargas debido a las fisuración de la fachada Bolívar, se desarrolló un nuevo modelo asumiendo que la fachada estaba completamente fracturada, como puede observarse en la Fig. 20. El diagrama de tensiones principales que se obtiene para este modelo justifica lo que se observa en la realidad (Fig. 21), concluyéndose que las cargas horizontales son tomadas por las zonas más rígidas de la fachada sobre Bolívar hasta el punto en que, superada su resistencia, se producen las primeras fisuras, pasando a transferir las cargas a través de (y sobrecargando) el depósito del atrio.

Fig. 17 – Distribución de la componente de horizontal de la tensión (N/mm2) (Arriba) y de las fuerzas (fotografía inferior)



Fig. 18 – Diagramas de contorno de tensiones [N/mm2] y fotografía de una zona del cimborrio con fisuras

Fig. 19 – Esquema de la fachada con las fisuras superpuestas (izquierda)

y distribución de la tensión principal máxima [N/mm2] (derecha)

La distribución de las tensiones principales en la fachada Bolívar (Fig. 22, modelo asimétrico) permite constatar la compatibilidad de las fisuras y grietas con el comportamiento estructural de la iglesia ante un desmejoramiento del suelo (parcial o total) a lo largo de la calle Alsina.



Fig. 20 – Modelo de E. F. en el que se incluyen expresamente las fracturas

para analizar la redistribución de las cargas y las tensiones

Fig. 21 – Fachada de la calle Bolívar. Esquema con fisuras superpuestas (arriba izquierda), fotografía

(arriba derecha) y distribución de la máxima tensión principal [N/mm2] (abajo)

EL PROYECTO DE REPARACIÓN En función de las conclusiones obtenidas del análisis de los distintos modelos y teniendo en cuenta que los testigos de yeso mostraban que las fisuras ya no estaban progresando, se desarrolló un proyecto de reparación que tenía como objetivo restablecer la integridad estructural y evitar el desarrollo de nuevos defectos. La seguridad de la iglesia disminuyó considerablemente cuando los daños en la fachada Bolívar y en el muro



testero anularon sus capacidades portantes, transfiriendo el compromiso estructural a los pórticos internos. En base a ello, el concepto básico de refuerzos apuntó a resolver estas deficiencias y restablecer las condiciones estructurales previas a los cedimientos de las fundaciones. Se proyecta utilizar estructuras de hormigón armado, diseñadas para responder lo mejor posible a las críticas que habitualmente se les formulan. La experiencia histórica obtenida hasta el momento con los refuerzos de hormigón armado aplicados en múltiples reparaciones de edificios históricos, obliga a tomar una serie de recaudos para que sean suficientemente efectivos y durables. La primera objeción que se realiza a este tipo de refuerzos es su baja durabilidad comparada con la de la mampostería histórica. Esta objeción se ha minimizado diseñando un hormigón liviano de características especiales, reforzado con aceros protegidos o directamente inoxidables. La segunda objeción se refiere a que, debido a su mayor rigidez toman o atraen solicitaciones del resto de la estructura. Para evitarlo, se diseñaron los refuerzos de modo de no alterar el camino original de las cargas en la estructura. La tercera objeción se refiere a las fuerzas relativamente altas que se producen en los anclajes y en las superficies de contacto entre el hormigón y la mampostería. Esta consecuencia se ha disminuido al máximo adoptando diseños con transferencia continua y gradual de las cargas, mediante la eliminación de puntos duros o anclajes cortos. La cuarta objeción esta relacionada con las con-tracciones por el fraguado del H° A° y la aparición de esfuerzos que pueden producir fisuras en la estructura de mampostería vecina. Esta condición también ha sido contemplada mediante la especificación de un hormigón especial.

Fig. 22 – Gráficos de la distribución de la máxima tensión principal en distintos sectores de la iglesia. Modelo lineal que incluye la fractura para observar la redistribución de tensiones



Fig. 23 – Esquema del cimborrio y de la estructura de refuerzo de H° A° (izquierda).

Vista parcial del modelo de E. F. utilizado para la evaluación estructural

El diseño de estos refuerzos permitió reforzar los arcos sin incorporar elementos externos (tensores) que hubieran modificado notablemente el diseño arquitectónico y el esquema estructural original. La forma resultante es una forma compuesta y puede considerarse una combinación entre una estructura de alma llena (cordón inferior) y una estructura reticulada central con tensor y puntal que permite tomar la carga de la bóveda y la cúpula para transferirlas como cargas de compresión a las columnas centrales del cimborrio. Sobre el tambor del lado interior del cimborrio se realizó un recubrimiento de protección de H° A° de todo el sector fisurado, utilizando barras de acero inoxidable para eliminar la posibilidad de corrosión.

Refuerzos en fachada Bolívar

Se han considerado dos alternativas de refuerzo aunque en este trabajo se expondrá únicamente la que responde al concepto de restablecer el monolitismo perdido sin afectar la forma y apariencia externas. En la Fig. 24 pueden observarse las distribuciones de las tensiones principales de tracción y compre-sión de la fachada, bajo cargas de peso y cedimiento diferencial del muro lateral en la calle Alsina. Las áreas en las que se producen los mayores valores para los esfuerzos de tracción (Fig. 24, izquierda), se corresponden razonablemente con el patrón de fisuración de la fachada. Por otra parte, existe un estado de compresión vertical importante a los costados de la ventana central (Fig. 24, centro) debido a la presencia de la abertura. Para tomar las tensiones de tracción en dirección oblicua y reforzar los bordes de la ventana sometidos a compresión, se diseña un sistema de tensores y puntales como el que se indica en la Fig. 25. Se hace notar que no se propone el empleo de llaves que, siendo relativamente cortas, permitirían el desarrollo de fisuras en otros sectores sin garantizar la integridad actual y futura de la fachada.

CONCLUSIONES

Los modelos de elementos finitos (básicamente los lineales) han sido muy importantes para comprender acabadamente el comportamiento estructural global, como fundamentación objetiva de las causas dominantes de las fallas observadas y para proponer sistemas de refuerzo efectivos, que no afecten el comportamiento estructural global. Aunque la exactitud de los resultados es un objetivo insoslayable, estos dependen de muchos factores de muy difícil ponderación en este tipo de estructuras: Las propiedades físicas y mecánicas son extremadamente variables así como la influencia de la calidad y tipo de ejecución de los mampuestos y de la propia estructura. Si agregamos aspectos tales como la secuencia y metodología constructivas (apuntalamientos transitorios), los asentamientos y transferencias del peso propio durante el tiempo en que la estructura estuvo “abierta” (Etapa de construcción), la variación en las cargas por intervenciones sucesivas, etc., nos encontramos frente a un panorama de difícil caracterización para obtener respuestas en tiempos compatibles con las necesidades que plantea un problema de ingeniería.



Fig. 24 – Vistas de la fachada. Distribución de la máxima tensión principal (izquierda), de la

mínima tensión principal (centro) y esquema con las fisuras superpuestas (derecha)

Fig. 25 – Distribución de la máxima tensión principal en la fachada (izquierda) superponiendo los ejes de los elementos de

refuerzo de H° A°. A la derecha puede observarse detalle de la estructura de refuerzo y sus anclajes a la estructura existente

Por lo tanto, se consideró necesario privilegiar una muy buena descripción cualitativa que permitiera comprender los mecanismos de transferencia de las cargas, identificar las zonas de tracción, determinar la influencia relativa de los cambios y mejoras1, etc., por encima de una descripción numérica más exacta. En ese sentido, la adopción de un modelo de la basílica completa, exceptuando algunos detalles menores que no influyen en la respuesta global, se considera uno de los aspectos clave para comprender acabadamente las causas y mecanismos de falla y para un correcto diseño de los métodos de refuerzo más eficientes. En segundo término, no en orden de importancia sino más bien de precedencia cronológica, el diseño de los refuerzos debe tener en cuenta los siguientes factores: 1) Preservación de la forma y aspecto externos originales, por su valor histórico y arquitectónico, utilizando

refuerzos que queden embebidos en la estructura original. 2) Preservación del comportamiento estructural original, evitando alterar el camino de las cargas o modificar

excesivamente las rigideces relativas, para evitar la descarga de algunos componentes a expensas del

1 Por ejemplo, determinar en términos porcentuales el nivel de mejora o empeoramiento de determinada acción.



aumento de carga en otros. 3) Diseñar los anclajes y las interfases con la mampostería para asegurar la transferencia suave de cargas

entre las estructuras relativamente rígidas de refuerzo y las existentes, menos rígidas y poco resistentes al desgarramiento.

4) Limitar las intervenciones al mínimo indispensable y orientarlas a restablecer o mejorar la capacidad portante de elementos que la hayan perdido o que sea insuficiente para el tipo y magnitud de las cargas aplicadas.

5) Diseñar refuerzos durables utilizando materiales física, química y mecánicamente compatibles con la mampostería.

ANEXO MODELOS DE ELEMENTOS FINITOS

INTRODUCCION

Código utilitario Los modelos de análisis se resuelven con el código utilitario, multipropósito, de Elementos Finitos Abaqus/CAE ® y Abaqus/Standard® [Refs. 1 y 2]. Consideraciones preliminares. Se selecciona un modelo continuo [Ref. 5] como única alternativa compatible con la magnitud del modelo, descartando el empleo de los enfoques micro-mecánicos detallado y simplificado que se podrían aplicar a estructuras más regulares y de menor tamaño2 [Ref. 3]. Para tener en cuenta la influencia y dimensiones de los capiteles de las columnas, los empalmes de las columnas con la cubierta se materializan mediante cuatro elementos de viga dispuestos como las aristas oblicuas de una pirámide invertida, dando lugar a una transición estructural más suave. Se resuelven modelos lineales y no-lineales que permiten evaluar la influencia de distintos factores que afec-tan el comportamiento estructural. Entre otros, se incluyen: 1. Variantes de apoyos elásticos que pretenden describir de un modo aproximado la influencia del

comportamiento del suelo. 2. Inclusión y exclusión de soportes laterales en las paredes linderas con edificios vecinos para representar la

interacción que promueve un comportamiento estructural asimétrico. 3. Diferentes valores para los coeficientes de balasto, incluyendo cambios en su distribución en planta. En los modelos no lineales se adopta la hipótesis de suelo perfectamente rígido, teniendo en cuenta que el propósito de este estudio es evaluar la construcción después de haber efectuado todas las acciones correctivas de las anormalidades que redujeron la capacidad portante del terreno. El propósito fundamental es comprender el comportamiento estructural global de la basílica en términos de tendencias, considerando los mecanismos y modos potenciales de falla previamente relevados, identificados y descriptos a partir de los estudios en el campo. Se enfatiza la cuantificación de la mejora por la inclusión de los elementos de refuerzo cuya disposición, ubicaciones y propósitos se describen en el cuerpo principal del informe. Los refuerzos propuestos son de concreto liviano armado y están incluidos en las áreas de la estructura identificadas como críticas en estos estudios. Generalidades La estructura básica resistente de la Basílica es de mampostería, fue construida en varias etapas a lo largo del tiempo y presenta daños de variada extensión y magnitud. 2 Enfoques basados en la representación de los mampuestos como unidades o elementos discretos que interactúan entre sí, con o sin incluir las juntas de mortero.



Las particularidades del comportamiento mecánico (relaciones constitutivas), las propiedades físicas y mecánicas típicas de los materiales de construcción originales de edificios históricos se describen en detalle en un conjunto importante de publicaciones técnicas [Refs. 3 a 9] que fueron analizadas y utilizadas como referencia y fundamento para estos modelos. Algunos de los valores publicados para las propiedades mecánicas exceden sensiblemente los recomendables para esta estructura en particular. Siguiendo un criterio conservador, en este trabajo se utilizan los valores más bajos (Tablas I y II). Se tiene en cuenta de un modo relativamente arbitrario3 la interacción con las edificaciones vecinas que no están incluidas formalmente en los modelos por la complejidad inherente asociada. Ese efecto se tiene en cuenta mediante apoyos rígidos horizontales en el lateral (opuesto a calle Alsina) y en el extremo posterior (Muro Testero). Dada la función atribuible al concreto reforzado, los modelos no-lineales lo incluyen mediante una aproximación mecánica lineal, utilizando las propiedades físicas y mecánicas que se indican en la Tabla I. Esta hipótesis se justifica porque para cumplir con sus objetivos, el rango de trabajo del concreto debe estar dentro de ese régimen.

Geometría de los modelos

La geometría de los modelos se obtiene de los planos existentes, complementados con los relevamientos de campo. De ellos se extrae la disposición, forma y dimensiones que definen las superficies medias de las bóvedas, cúpulas, paredes y refuerzos de hormigón, cuyo comportamiento se describe mediante una apro-ximación de cáscaras curvas y planas para las estructuras laminares y de vigas para las columnas y otros elementos estructurales. Se utilizan estructuras laminares y curvas en lugar de una aproximación sólida 3D por el tamaño del modelo y su mayor versatilidad para modificar los espesores en estudios de sensibilidad. Una característica interesante del tipo de elemento finito seleccionado es que permite una descripción multicapa4 en el espesor, dotándolo de capacidades sensiblemente equivalentes a un enfoque 3D completo5. Todos los elementos con responsabilidad estructural primaria se consideran de espesor (cáscaras y placas) y propiedades de la sección transversal, uniformes (vigas y columnas). Las principales características del modelo y sus detalles se muestran en la Figs. A.1(a) y (b) y en el cuerpo principal del informe, pudiendo observarse que incluye todas las particularidades relevantes de la estructura real. Los refuerzos son de concreto reforzado y se suponen adheridos en forma perfecta a toda la estructura de mampostería que lo circunda, debiendo proveerse elementos de anclaje que materialicen esta hipótesis.

Modelo discreto

Los modelos de Elementos Finitos consisten de alrededor de 70.000 elementos de cáscara (S4R), 5.000 elementos de viga (B33) y 5.000 elementos tipo SPRING16 [Ref. 2]. El tamaño de los elementos y la densidad de la malla se ajustan de modo de obtener una descripción

3 En rigor se resuelven modelos sin y con la inclusión de esos elementos.

4 Para nuestro caso se adoptaron cinco y nueve capas para capturar de un modo razonablemente exacto la propagación del daño a través del espesor.

5 Con las hipótesis cinemáticas de la teoría de cáscaras gruesas.

6 Sólo se utilizan en los modelos lineales para representar la flexibilidad del terreno.

7 Esta aproximación reproduce la condición real en la que la interacción tiene lugar a través de las dimensiones finitas de la sección de las columnas.

8 Gradientes de tensión elevados que no tienen correlato físico porque se desarrollan a niveles o sobre volúmenes de material que estarían en la escala de variación local de parámetros físicos y mecánicos.



macroscópica compatible con la no homogeneidad y la anisotropía del material, eliminando puntos “duros” de encuentro en ángulo entre vigas y cáscaras7. Se evita la influencia de singularidades o discontinuidades estructurales que no son relevantes para los propósitos de este estudio8 y se seleccionan tamaños de elemento dentro del orden de magnitud de la mayor dimensión del elemento estructural básico (ladrillo o mampuesto).

Fig. A.1(a) – Corte transversal de la basílica Fig. A.1(b) – Corte longitudinal de la basílica

Modelos de material

Para los modelos lineales se adopta el tipo de material homogéneo, isótropo e indefinidamente elástico, hipótesis que se mantienen en los modelos no-lineales únicamente para el concreto. Los modelos no lineales de la mampostería responden al modelo constitutivo inelástico de fisuración distribuida (Párr. 4.5.1, Vol. IV, [Ref. 2]) que representa razonablemente el enfoque propuesto en las Refs. 3 a 9 para descripciones de la mampostería basadas en la mecánica del medio continuo. La superficie de falla se define mediante el modelo de Coulomb-Mohr descripto en función del primer y segundo invariante de la tensión. La anisotropía inducida por el proceso de fisuración se incorpora afectando la rigidez asociada en cada punto de integración del elemento [Ref. 2].

Fig. A.2 – Traza de la superficie de fluencia en el plano de tensiones σ1 –σ2



Cuando la respuesta del sistema es de compresión dominante, la respuesta queda caracterizada mediante una teoría elastoplástica simple con regla de flujo asociado y endurecimiento isótropo [Ref. 2]. Antes de alcanzar la tensión límite a la tracción (alrededor del 7% de la resistencia a la compresión), el material se comporta elásticamente y luego degrada su resistencia a través del ablandamiento que representa el mecanismo de daño [Ref. 2]. Propiedades físicas y mecánicas Para los materiales con comportamiento lineal se adoptan las propiedades mecánicas que se resumen en la Tabla I y para los no lineales las que se resumen en la Tabla II.

Propiedad Mampostería Hormigón

Módulo de elasticidad 3.000 MPa 15.000 MPa Módulo de Poisson 0,20 0,20 Coef. de Dilatación 8 x 10-6 ºC-1 ---------

Básica 1.700 kg/m3 1.800 kg/m3

Entrepisos 2.550 kg/m3 --------- Densidad9 Techo 3.400 kg/m3 ---------

Tabla I – Propiedades de los modelos lineales de material

Propiedad Valor adoptado

Módulo de Elasticidad 3.000 MPa Módulo de Poisson 0,20

Básica 1.700 kg/m3

Entrepisos 2.550 kg/m3Densidad Techo 3.400 kg/m3

Resistencia a la compresión 3,00 MPa Resistencia a la tracción 0,21 MPa

Tabla II – Propiedades Físicas y Mecánicas de la Mampostería. Modelo Inelástico

Otras propiedades o parámetros físicos y mecánicos cuyos valores son requeridos por el modelo de material y no están disponibles se obtienen de las Refs. 2 a 10, según se detalla en la Tabla III.

Propiedad Valor adoptado

Energía superficial de fractura por tracción (Gf) 0,15 N/mm Factor de reducción de la rigidez por corte (ρ) 0,80 Factor de retención de corte (β) 0,05

Tracción 1,14 Relación entre la tensión de rotura biaxial y monoaxial Compresión 1,28

Tabla III – Propiedades adicionales requeridas por el modelo no lineal

Cargas y condiciones de vínculo.

1. Modelos lineales. Las cargas externas tenidas en cuenta son el peso propio de la estructura y el de los componentes no estructurales unidos de modo permanente (Contrapisos y pendientes, aislaciones hidrófugas, etc.) y en algunos casos variaciones de temperatura uniformes de 20ºC, positivas y negativas respecto del estado libre de tensiones. Se aplican a la cubierta de la basílica más expuesta a la radiación solar.

9 Se incrementa la densidad del material para tener en cuenta el peso de los rellenos, contrapisos, pisos, aislación hidrófuga, etc.



Para considerar la situación “normal” y los eventuales asentamientos diferenciales por humidificación y ablandamiento del terreno, se consideran tres líneas de resortes lineales de flexibilidad variable en la dirección del ancho de las paredes laterales en la línea de fundaciones a lo largo de la calle Alsina.

2. Modelos no lineales. Por las razones expuestas, las fundaciones se consideran perfectamente rígidas en estos modelos.

Tipo de análisis

Se efectúan dos tipos de análisis: Elástico y lineal e Inelástico. En el primer caso se consideran las cargas estáticas debidas a la acción gravitatoria y a cambios uniformes de temperatura, mientras que en el segundo sólo se tiene en cuenta la acción gravitatoria.

Modelos de análisis.

Luego de varias pruebas para la puesta a punto de los modelos finales, se consolidaron y resolvieron los modelos indicados en las Tablas IV y V.

Modelo Simulación Suelo

Cedimiento Alsina

Apoyo Lateral

Cargas Aplicadas

L1 Resortes (1) No No Peso Propio L2 Resortes (2) Si No Peso Propio L3 Rígido No No Peso Propio L4 Rígido No Extremos Peso Propio L5 Rígido + Resortes (3) Si Extremos Peso Propio L6 Rígido + Resortes (3) Si Completo Peso Propio L7 Rígido + Resortes (3) Si Extremos Peso Propio + Temperatura L8 Rígido + Resortes (3) Si Extremos Sólo Temperatura

Tabla IV – Modelos Lineales Analizados

Modelo Simulación Suelo

Apoyo Lateral

Cargas Aplicadas

Refuerzo Hormigón

NL-1 Rígido Extremos Peso Propio No NL-2 Rígido Extremos Peso Propio Frente Cimborrio (Lado Bolívar) NL-3 Rígido Extremos Peso Propio Frente y Fondo Cimborrio

Tabla V – Modelos No Lineales Analizados

RESUMEN DE RESULTADOS

Los resultados se obtienen en la forma de listados, tablas y gráficos de contorno que muestran la distribución de desplazamientos, tensiones principales máxima/mínima y componentes del tensor de tensiones en las diferentes zonas de interés de todos los modelos analizados.

COMENTARIOS Y CONCLUSIONES

Considerando los aspectos físicos, mecánicos y las particularidades del modelo discreto, se realizan los siguientes comentarios: 1. Los modelos lineales con convergencia garantizada a una solución única proporcionan la mayor parte de

los elementos de juicio para comprender el comportamiento de la estructura y diseñar los refuerzos que satisfacen los requerimientos impuestos.

2. Sin embargo y pese a las incertidumbres en los valores de los datos y a su mayor o menor influencia en los resultados, los modelos no-lineales permiten una buena estimación sobre el incremento en el nivel o margen de segu-ridad de la estructura original y las variantes con los refuerzos incorporados.

3. El modelo no lineal de la basílica sin refuerzo (NL-1) permite obtener resultados convergentes hasta aproximadamente un 57,3 % del valor de la carga total. Las mayores tensiones aparecen en la zona central de la intersección entre la cubierta principal y la pared frontal del cimborrio y coincide con los



sitios donde se detectaron fisuras de importancia. El resultado obtenido puede resultar conservador porque, entre otros, no se incluye el aporte a la resistencia de elementos sólo considerados como pesos muertos tales como entrepisos, recubrimientos de impermeabilización, etc., que por sus particularidades resultan de muy difícil o imposible caracteri-zación e inclusión en el modelo.

4. Cuando se incluyó el refuerzo de hormigón en la pared frontal del cimborrio (Modelo NL-2) se incrementó el valor de la carga de colapso hasta el 79,7 % de la carga total. En este caso el nivel de esfuerzos mayores aparecen en el capitel de la columna central del lado Alsina.

5. Como consecuencia de los resultados obtenidos en el modelo NL-2, se incluyeron refuerzos de hormigón en la parte anterior y posterior del cimborrio (Modelo NL-3). Este modelo produjo resultados convergentes para el 100% del valor de las cargas aplicadas, mostrando una clara diferencia de comportamiento y una fuerte tendencia a estabilizar el comportamiento global de la estructura. Las tensiones máximas calculadas para los elementos de refuerzo de Hº Aº son de 3,11 MPa en tracción y 5,96 MPa en compresión.

REFERENCIAS [1] Abaqus/CAE User´s Manual. [2] Abaqus Analysis User´s Manual. Vol. II: Analysis, Vol. III: Materials, Vol. IV: Elements. [3] Historical Structures: Models and Modeling. P. B. Lourenço. Department of Civil Engineering, University of

Minho Azurém, P-4800 Guimarães, Portugal. [4] Recent Advances in Modeling Masonry Shells: Validation and Application. Paulo B. Lourenço. [5] Department of Civil Engineering, University of Minho Azurém, P-4800 Guimarães, Portugal. [6] A Multisurface Anisotropic Model for Quasi-Brittle Materials. Paulo B. Lourenço and Jan G. Rots. ECCOMAS

96. [7] Finite Elements in the Analysis of Masonry Structures. M. Simunic Bursic. Z. Zagar. University of Zagreb,

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University of Technology, 2600 GA, Delf, the Netherlands & J. G. Rots. Faculty of Architecture. J. W. Verkleij, Research Center for Calcium Silicate Industry, Hilversum, the Netherlands.

[11] Settlement damage of masonry buildings in soft ground tunneling. M. Boonpichetvong & J. G. Rots. Faculty of Architecture. Delf University of Technology. 2600 GA, Delf, the Netherlands.

[12] Calculating an Ancient Groined Masonry Vault. Gero A. Marzahn.


_________________________________________________________________________________________________ Influencia de variables…, Andrés et al. RTyC – UTN – Año 8 - Nº 16 61

Influencia de Variables Meteorológicas en la Contaminación por NOx

Daniel A. Andrés (a), Eduardo J. Ferrero (b), César E. Mackler (c), Leonardo C. Ferrari (d) (a) Profesor Titular, Investigador, U.T.N., F.R.Rosario, [email protected]

E. Zeballos 1341, 2000 Rosario, Argentina, Tel/Fax: 0054 – 341 – 4934805 . (b) Profesor Titular, Investigador, U.T.N., F.R. Rosario, [email protected]

(c) Profesor Titular, Investigador, U.T.N., F.R. Rosario, [email protected] (d) JTP, U.T.N., F.R. Rosario, [email protected]

RESUMEN: Este trabajo muestra los resultados de un estudio de la relación existente entre distintas variables meteorológicas y la concentración de NOx medidas en el microcentro de la Ciudad de Rosario. Las variables meteorológicas elegidas fueron, temperatura, viento, presión atmosférica, precipitación pluvial y humedad del aire ambiente. Los resultados muestran que las concentraciones de óxidos de nitrógeno disminuyen a medida que las variables meteorológicas aumentan sus valores absolutos, siendo de signo negativo todos los coeficientes de correlación obtenidos para cada una de las variables. Se concluye que cuando la temperatura promedio atmosférica aumenta, la concentración es menor. Para mayores precipitaciones, se esperan menores concentraciones. Para la velocidad del viento cuanto más alta, menores concentra-ciones. Para la presión, la teoría no establece nada, pero se entiende que días de baja presión indican posibilidades de precipitaciones, por lo cual los resultados obtenidos son consistentes porque a mayor presión no hay precipitaciones. Para la humedad no se pudo establecer una relación.

Palabras claves: Contaminación atmosférica, aire respirable, Rosario, óxidos de nitrógeno

ABSTRACT: This work shows to the results of a study of the existing relation between different meteorological variables and the measured concentration of NOx in downtown of Rosario. The meteorological variables were temperature, wind, atmospheric pressure, pluvial precipitation and ambient air humidity. The results show that the nitrogen oxide concentrations are fallen as the different meteorological variables increase their absolute values, being of negative sign all the obtained coefficients of correlation for each one of the variables. One concludes that when the atmospheric temperature average increases, the concentration is smaller. For majors precipitations, minors are expected concentrations. For high wind speed, smaller concentrations are. For the pressure, the theory does not establish anything, but it is understood that the days of low pressure indicate precipitation possibilities, thus the obtained results are consistent because when increasing the pressure are no precipitations. For the humidity a relation could not be established.

Keywords: Air pollution, breathable air, Rosario, nitrogen oxides.

INTRODUCCIÓN

Esta investigación surge como un proyecto que es continuación de estudios de caso anteriores sobre la contaminación por óxidos de nitrógeno en el aire respirable de la Ciudad de Rosario, realizados por el grupo GESE de la Universidad Tecnológica Nacional. Los estudios mencionados en el párrafo anterior se basaron en mediciones de NOX por medio de sistemas activos de monitoreo. El presente informe muestra los primeros resultados de la investigación de la influencia de los diferentes parámetros climáticos sobre la concentración de NOX, presentes en el aire respirable del microcentro de la Ciudad de Rosario.



DESARROLLO Los Óxidos de Nitrógeno En la atmósfera se pueden encontrar tres tipos distintos de óxido de nitrógeno, que son el óxido nitroso (N2O), el óxido nítrico (NO) y el dióxido de nitrógeno (NO2). El óxido nitroso es un gas in coloro, no inflamable ni tóxico, con un aroma y sabor ligeramente dulces. El óxido nítrico es incoloro y no inflamable, pero inodoro y tóxico. El dióxido de nitrógeno es un gas pardo-rojizo, no inflamable y es tóxico, se caracteriza por su olor asfixiante. Las fuentes de óxidos de nitrógeno, son funda-mentalmente naturales, aportando el hombre sola-mente alrededor de un 11 %. El 43 % de los óxidos de nitrógeno volcados en la atmósfera corresponden a óxido nitroso (N2O) y es causado por la actividad bacteriana que produce la descomposición de los compuestos nitrogenados. En cuanto al NO es producido también por la acción bacteriana y alcanza el 45,7 % del total de la emisión de todos los óxidos en conjunto. Por último el NO2 es emitido solamente por las fuentes antropo-génicas, cuyo primer exponente son los procesos de combustión. En los procesos de combustión se producen eleva-das temperaturas, que hacen que el nitrógeno y el oxígeno del aire reaccionen entre sí para formar NO y NO2. Las cantidades de estos óxidos que se producen dependerán de la temperatura alcanzada por la combustión y de las cantidades de nitrógeno y oxígeno presentes: a mayor temperatura mayor porcentaje de formación de óxidos de nitrógeno. En general el NO2 se produce en menor cantidad, pero luego en el aire y por debajo de 600 ºC, el oxígeno y la acción de los rayos ultravioletas contribuyen a la oxidación del NO a NO2. No todos los óxidos de nitrógeno son considera-dos contaminantes, en general debido a su toxicidad y a la reactividad que presentan en la atmósfera en presencia de la luz (reacciones fotoquímicas) ya que son generados por actividades del hombre, sola-mente al óxido nítrico (NO) y al dióxido de nitrógeno (NO2) se los considera contaminantes, descartando al óxido nitroso (N2O) que no ofrece mayor peligrosidad y además solamente es generado por mecanismos naturales. A la suma de los óxidos NO y NO2 se los denomina NOX. Sistema de Monitoreo Los sistemas activos de monitoreo se basan en el pasaje forzado del aire a través de un medio que retiene en forma física o química el contaminante. Luego de tomada la muestra, la misma se analiza en laboratorio determinándose la masa de contaminante retenido. Con dicha masa y el volumen de aire muestreado, se determina la concentración pro-medio del contaminante en el período de tiempo muestreado (UNEP – WHO, 1994). En el caso particular que nos ocupa, la muestra de aire es forzada a pasar por un tren de monitoreo compuesto por una boca de aspiración, un filtro para retener particulados, una columna oxidante rellena de lana de vidrio impregnada con solución sulfocrómica para oxidar el NO a NO2,, dos impactadores que contienen solución absorbente para retener el NO2, una trampa de agua para no afectar la bomba y detectar si existe arrastre de solución absorbente, una columna de secado con gel de sílice, un rotámetro para medir el caudal instantáneo, una válvula del tipo a aguja para regular el caudal, una bomba de aspiración y un registrador-acumulador volumétrico. El tren de monitoreo se muestra en la Fig. 1.

Fig. 1: Tren de Monitoreo



Las muestras se toman durante 24 hs aproximadamente. El NO2 y el NO se retienen ambos como NO2 en el primer y segundo impactador respectivamente, utilizando una solución alcalina de arsenito de sodio (Warner, 1981). El análisis posterior se realiza en laboratorio por colorimetría mediante el método de Griess-Saltzman, con el agregado inicial de peróxido de hidrógeno, para evitar la interferencia del SO2 y luego sulfanilamida y N1-Naftiletilendiamino diclorhidrato, como agentes cromógenos, midiéndose la absorbancia del color púrpu-ra desarrollado a 540 nm, la cual es con-vertida a masa de NO2 mediante una curva de calibración realizada previamente. La concentración de NO y NO2 se determinan como NOX mediante la masa obtenida por análisis de laboratorio y el volumen de aire muestreado.

Universo de estudio El ámbito en el cual se desarrollaron las experiencias se trata de una calle de denso tránsito representativa de la zona de mayor concentración de tránsito de personas y de vehículos, rodeada de alta edificación y con una calle de relativa estrechez.

RESULTADOS Y DISCUSIÓN

En la Fig. 2 se pueden observar los distintos valores de concentración de NOX encontrados en el período que va desde diciembre de 2004 a octubre de 2007 y todos los registros graficados pertenecen a ese período, las mediciones se realizaron durante tres días a la semana.

Fig. 2: Concentraciones de NOx vs días monitoreados

Estos datos de concentración se trataron con un programa de análisis de datos estadísticos, introduciendo distintas variables meteorológicas a los efectos de determinar el grado de relación que hay entre las concentraciones de NOX obtenidas y cada una de ellas. Las variables utilizadas fueron las siguientes: - Temperatura. - Precipitaciones. - Velocidad del viento. - Humedad. - Presión. Se analizó el grado de correlación lineal entre los valores diarios de concentración de NOX expresados en microgramos por metros cúbicos y los resultados se incluyen en la Tabla 1:

Vel

ocid

ad d

el V

ient

o

Prec

ipita

ción

Tem

pera

tura

Hum

edad

Var

iabl

e

Pres

ión

Coef. -0,3 -0,3 -0 -0,1 -0,1 Tabla 1: Coeficientes de Correlación para las Variables Climáticas



Del cuadro anterior se pueden observar los siguientes signos de la correlación lineal:

- Concentración de NOX-Temperatura: negativa. - Concentración de NOX-Velocidad del viento: negativa. - Concentración de NOX-Presión: negativa. - Concentración de NOX-Precipitación: negativa. - Concentración de NOX-Humedad: negativa.

El valor del signo establece que en todos los casos, un incremento en la Concentración de NOX se da cuando existe una disminución en la variable meteorológica correspondiente, siendo despreciable la relación encontrada para la relación concentración de NOX con la Humedad. Podemos observar en las distintas figuras como disminuyen las concentraciones de NOX, para el caso de la temperatura, según la Fig. 3, se observa que cuando la temperatura asciende de 10 ºC promedio a más de 25 ºC promedio las concentraciones descienden sensiblemente, a pesar que el tránsito automotor es práctica-mente el mismo.

Fig. 3: Concentraciones de NOX vs Temperatura

Para la velocidad del viento, en la Fig. 4 podemos ver cómo para velocidades inferiores a 15 km/h las concentraciones tienden a aumentar a medida que la velocidad del viento disminuye y la concentración disminuye sensiblemente cuando la velocidad es de alrededor de 20 km/h.

Fig. 4: Concentraciones de NOX vs. Velocidad del Viento



Con la precipitación, según la Fig. 5, es notable las altas concentraciones que se obtienen cuando la preci-pitación es nula y cómo disminuyen sensiblemente a medida que la precipitación se hace más ostensible.

Fig. 5: Concentraciones de NOX vs. Presión Atmosférica

Para la presión atmosférica, la cual está asociada con la posibilidad de lluvia, es decir, a medida que es mayor la presión atmosférica es menor la posibilidad de precipitaciones, de acuerdo a la Fig. 6 se puede observar una leve tendencia a la disminución de las concentraciones con el aumento de esta variable. Para la humedad, tal como se observa en la Fig. 7, no se pudo establecer ninguna relación importante.

Fig. 6: Concentraciones De NOX vs. Precipitaciones

Fig. 7: Concentraciones de NOX vs. Humedad



CONCLUSIONES

En el caso de la temperatura, la teoría nos dice que en las temporadas con mayor presencia de sol la capa limite atmosférica asciende y por lo tanto la temperatura promedio aumenta con dicho ascenso, con lo cual es de esperar que si las emisiones de NOX se mantienen en los valores habituales, la concentración debe ser menor en épocas de altas temperaturas (más alta la capa límite atmosférica) y mayor la concentración con menores temperaturas (menor altura de la capa límite), lo cual concuerda con los resultados obtenidos. Para las precipitaciones, la teoría establece que a mayor índice de precipitaciones, mayor es la disminución de la concentración, ya que se fuerza a las moléculas del contaminante a que precipiten por arrastre y disolución y no queden dispersas en el ambiente, lo cual concuerda con los resultados obtenidos. En el caso de la velocidad del viento, se sabe que a mayor velocidad implica una menor concentración dado que se produce un fenómeno de dilución y dispersión por arrastre. Los resultados obtenidos muestran que esto es así. Para la presión, la teoría no establece nada, pero se puede analizar correlacionando cada una de estas variables con otras variables meteorológicas. Se entiende que los días de baja presión son los que indican posibilidades de lluvia, por lo cual se puede decir indirectamente que los resultados obtenidos son consistentes ya que si aumenta la presión, no hay lluvias y por ende la concentración del contaminante aumenta. Para la humedad no se pudo establecer una relación.

AGRADECIMIENTOS

A la invalorable y fundamental contribución de la Lic. Mónica Grasso en el análisis estadístico de variables.

REFERENCIAS

D. A. Andrés, E. J. Ferrero, C. E. Mackler, E. Santambrosio, D. Matrángelo., "Monitoreo de Dióxido de Nitrógeno en la Zona Céntrica de la Ciudad de Rosario Mediante Equipos Pasivos". Proyecto Integrador para la Mitigación de la Contaminación Atmosférica”. PROIMCA. San Nicolas de los Arroyos. Argentina. 30 y 31 de Octubre de 2007. pp 9-10 (2007). D. A. Andrés, E. J. Ferrero, C. E. Mackler, E. Santambrosio, D. Matrángelo., "Estudio de la contami-nación atmosférica por ox Sanitaria y Ambiental. Vol 95. pp. 72 a 76. (2007). D. A. Andrés, E. J. Ferrero, C. E. Mackler, E. Santambrosio, D. Matrángelo., "Comparación de la Influencia de Distintos Equipos de Calefacción en la Contaminación Interior por Oxidos de Nitrógeno. Conclusiones finales". Revista Energías Renovables y Medio Ambiente, Vol. 17 pp. 61-65, (2005). D. A. Andrés, E. J. Ferrero, C. E. Mackler, “Compa-ración de la Influencia de Distintos Equipos de Cale-facción en la Contaminación Interior por Oxidos de Nitrógeno”, Revista Energías Renovables y Medio Ambiente. Vol. 15, pp. 25-30. (2004). D. A. Andrés, E. J. Ferrero, C. E. Mackler, E. Santambrosio, "Medición de Dióxido de Nitrógeno en el Interior de Viviendas Familiares – Estudio de Caso". Energías Renovables y Medio Ambiente. Vol. 12. pp. 39-43. (2003). D. A. Andrés, E. J. Ferrero, C. E. Mackler, E. Santambrosio, J. Caminos. "Comparación de los Niveles de Contaminación por Dióxido de Nitrógeno entre el Ambiente Interno de Viviendas Familiares y el Ambiente Exterior". Revista Energías Renovables y Medio Ambiente, Vol. 11. pp. 35-39. (2002) UNEP-WHO, GEMS/AIR. “Methodology Review Handbook Series. Volume 4. Active and Pasive Sampling Methodologies for Measurenment of Air Quality”. Nairobi. (1994). World Health Organization “Oxides of Nitrogen”, WHO Environment Criteria Nº 4. Geneva. (1977). Wark,Kenneth and Warner Cecil, “Contaminación del Aire, Origen y Control”. Editorial Limusa, México D.F. (2000). Warner, Peter, “Análisis de los Contaminantes del Aire”. Editorial Paraninfo, Madrid. (1981).idos de nitrógeno en la Ciudad de Rosario, Argentina". Revista Ingeniería


_________________________________________________________________________________________________ Mampostería reforzada con materiales compuestos, Toledo et al RTyC – UTN – Año 8 - Nº 16 67

Mampostería Reforzada con Materiales Compuestos

Mario W. E. Toledo1, Alejandra Ceballos1, Leonardo Serapio1, Viviana Rougier2 1 Universidad Nacional de Salta, Facultad de Ingeniería. ICMASa Instituto de Ingeniería Civil y Medio Ambiente de Salta. Avda.

Bolivia 5150. Campo Universitario. (4400) Salta - Tel/fax: 0387-4258616. 2 Universidad Tecnológica Nacional, Facultad Regional Concepción del Uruguay

Ingeniero Pereira 676 (3260), Concepción del Uruguay, Entre Ríos, Tel/fax: 03442 425541, Email: [email protected]

RESUMEN - El uso de materiales compuestos (materiales de matriz polimérica reforzados con fibras) para el refuerzo de muros de mampostería ha demostrado que tal sistema puede aumentar sustancialmente la estabilidad lateral de la estructura con un mínimo impacto en la fundación existente, así como también ha resultado ser eficiente en el refuerzo de estructuras antiguas deterioradas. Sin embargo, resulta necesario evaluar diferentes aspectos del sistema de reparación y / o refuerzo con materiales compuestos, tales como formas de colocación, anclaje, cantidad óptima de refuerzo a ser aplicado y modos de falla. En el presente trabajo se evalúa experimentalmente el comportamiento de pequeños muros de mampostería reforzados con láminas de material compuesto y sometidos a compresión diagonal. La variable de diseño considerada incluye dos espesores del laminado. Los resultados obtenidos se comparan cuantitativa y cualitativamente con el comportamiento de la mampostería no reforzada.

Palabras clave: Mampostería, Materiales Compuesto, Refuerzo

Retrofitted Masonry with Composite Material

ABSTRACT Nowadays composite materials used as external reinforcement of masonry walls have been proved to certainly improve structural stability with a minor impact over foundations. Besides they can be used to retrofit historical buildings. However, different aspects of this retrofitting system should be still analyzed. This analysis involves applying techniques, anchorage length, amount and layout of the reinforcement and failure modes of the reinforced element. The behaviour of masonry panels retrofitted with composite laminates is experimentally assessed in this work. The panels have been subjected to diagonal compression loading. Design variable involve two reinforcement thickness. Results are quantitative and qualitatively compared with those of unretrofitted walls.

Key words: Masonry, Composite Material, Reinforcement

INTRODUCCIÓN

En este trabajo se presentan experiencias de laboratorios realizadas sobre pequeños muretes de mampostería de unidades macizas de arcilla construidos con materiales locales y reforzados con láminas de material compuesto. Salta es una zona considerada por el INPRES-CIRSOC como de alta peligrosidad sísmica y teniendo en cuenta que las construcciones de mampostería no reforzadas tienen un comportamiento deficiente ante cargas laterales, es importante evaluar la respuesta a corte de los muros no reforzados y reforzados con material compuesto. Muchos de los sistemas de refuerzo utilizados corrientemente resultan estéticamente inapropiados y restringidos al uso de ciertos tipos de estructuras. Los métodos de reparaciones de grietas rellenadas mediante inyección de materiales similares o diferentes a la mampostería original, tales como resinas epoxicas, morteros epóxicos o morteros fluidos de cemento aunque son eficientes, resultan muy laboriosos y requieren mano de obra capacitada (Alcocer, 2002). Técnicas tales como aplicación de revestimiento estructural de hormigón armado (Manual de construcción, Asociación Colombiana de Ingeniería Sísmica) y encamisado con mallas metálicas (Alcocer, 2002) si bien permiten alcanzar un incremento importante en resistencia y rigidez tienen el inconveniente que agregan una masa considerable a la estructura, lo cual modifica su respuesta dinámica resultando en un incremento de la fuerza sísmica (Triantafillou, 1998). El uso de materiales compuestos para el refuerzo de muros de mampostería, ha demostrado que tal sistema puede aumentar la estabilidad lateral de la estructura con un mínimo de impacto en la fundación existente (Bradley et. al, 1996). Este sistema es



eficiente en el refuerzo y/o reparación de edificaciones de mampostería de ladrillos cerámicos de valor histórico. La reparación y/o refuerzo con polímeros reforzados con fibras (PRF) es una tecnología relativamente nueva que consiste en la aplicación de fibras delgadas de vidrio o carbono que se adhieren por medio de resinas epoxi. Entre las ventajas del refuerzo con PRF (Alcocer, 2002) se pueden mencionar: aumento de la resistencia a flexión fuera del plano del muro, mejora de la resistencia a corte en el plano, despreciable au-mento de masa y espesor, rapidez de construcción y facilidad de ejecución (Hamoush et al, 2001) (Tan y Patoary, 2004), (Valluzzi et al, 2002), (Santa María et al, 2006), (Shrive, 2006), (Rougier, 2007).

DESCRIPCIÓN DE LOS ENSAYOS DE LABORATORIO

El programa experimental incluyó las siguientes etapas: 1ra Etapa: Determinación de las características mecánicas de los materiales constituyentes de la mampostería, mampuestos y mortero. Ensayos realizados: a) Ensayo de resistencia a la compresión del mampuesto; b) Ensayo de absorción de agua por inmersión en agua fría; c) Ensayo de determinación de las resistencias a la compresión y flexión de morteros de cemento Pórtland. 2da Etapa: Ensayo de compresión diagonal sobre pequeños paneles de mampostería sin reforzar y reforzados con polímeros reforzados con fibra de carbono (PRFC).

1ra Etapa

a. Ensayo de resistencia a la compresión del mampuesto

Para determinar la resistencia a compresión uniaxial de los mampuestos se utilizó una máquina de ensayos a la compresión con capacidad de 1100 kN. El ensayo se realizó de acuerdo a lo establecido por la Norma IRAM 12.586, con carga controlada respetando la velocidad máxima establecida por dicha norma. Se ensayaron 10 probetas. Se obtuvo la resistencia característica a la compresión mediante la siguiente expresión:

).81,11('' δσσ −= pkmpk (1)

donde es la resistencia a compresión característica, 'pkσ '

pkmσ el promedio de las resistencias obtenidas y δ la dispersión relativa:

1

)(1 1

2''

' −

−=

∑n

n

pkmi

pkm

σσ

σδ (2)

donde es la resistencia a compresión en MPa. 'iσ

En la Fig. 1 se muestra un ladrillo macizo ensayado a compresión. En la Tabla 1 se pueden ver las dimensiones, pesos y áreas de las probetas y sus respectivos promedios. En la Tabla 2 los valores de la resistencia a compresión obtenidos.

Fig. 1 – Mampuesto ensayado a compresión



Tabla 1: Dimensiones, peso y área de mampuestos ensayados

Probeta Carga de rotura [kg] Resistencia a compresión [Mpa] (σi’ – σm’)2

1 75500,00 23,92 5,63 2 56350,00 17,86 13,65 3 65400,00 20,72 0,68 4 59450,00 18,84 7,36 5 87750,00 27,81 39,13 6 75000,00 23,77 4,91 7 55200,00 17,49 16,48 8 75320,00 23,87 5,37 9 49820,00 15,79 33,22

10 80310,00 25,45 15,19 σpmk’ 21,55 141,62

Tabla 2 – Resistencia a compresión del mampuesto

La resistencia promedio es:

MPa 55,21´ =pkmσ (3)

La dispersión: 18407,0=δ La resistencia característica obtenida es:

MPa 37,14´=pkσ (4)

Se debe destacar que los mampuestos de la región en general presentan una alta resistencia a compresión. b. Ensayo de absorción de agua por inmersión en agua fría del mampuesto Se realizó conforme lo establecido por la Norma IRAM 12.588. En Tabla 3 se presentan los resultados obte-nidos.

Tabla 3 – Capacidad de absorción



Se obtuvieron los siguientes valores característicos de la capacidad de absorción de agua del conjunto de probetas:

25,8y 27,21)81,11( =⋅±= δmk AA (5)

24,0)(

1 1

2

=−

=∑

n

AA

A

n

mi

m

δ (6)

donde Ai capacidad de absorción de cada probeta y Ai el valor medio = 14.76 n=10

c. Ensayo de determinación de las resistencias a la compresión y flexión del mortero de cemento portland

El mortero utilizado en la ejecución de juntas horizontales y verticales de los diferentes especimenes se tipificó de acuerdo al reglamento IN-PRES-CIRSOC 103, resultando un mortero tipo N. Las características mecánicas del mortero se determinaron mediante ensayos de flexión y compresión uniaxial según norma IRAM 1622. Los valores de resistencia última a compresión corresponden al promedio de 20 mitades de probetas de 40x40x160 [mm3]. En las Tablas 4 y 5 se presentan los resultados obtenidos.

Probeta Carga P (kg) Tensión F (kg/cm2) 1,000 0,506 0,118 2,000 0,497 0,116 3,000 0,501 0,117 4,000 0,510 0,119 5,000 0,511 0,120 6,000 0,508 0,119 7,000 0,504 0,118 8,000 0,502 0,117 9,000 0,493 0,115

Promedio 0,118

Tabla 4 – Tensiones de rotura a flexión del mortero

Nº Mitad 1 (kg)

Mitad 2 (kg)

Tensión f1 kg/cm2

Tensión f2 kg/cm2

1 2034,55 2034,55 127,16 127,16

2 1721,54 98,63 107,60 1578,08

1721,54 402,84 3 107,60 25,18

4 1186,82 277,72 74,18 17,36

5 1597,65 373,85 99,85 23,37

6 1043,36 244,15 65,21 15,26

7 1252,03 292,98 78,25 18,31

8 106,00 1434,62 6,63 89,66

9 1356,37 1271,60 84,77 79,47

Promedio 82,48 55,93 Promedio

[Mpa] 6,92

Tabla 5 – Ensayo de compresión del mortero

En la Fig. 2 se muestran las probetas de mortero que se ensayaron y en la Fig. 3 el ensayo de flexión.



Fig. 2 – Probetas de mortero Fig. 3 – Ensayo a flexión de probeta de mortero

2da Etapa Ensayo de compresión diagonal de muretes de mampostería. Descripción del prototipo Se construyeron tres paneles de 650x620x124 [mm3] (Fig. 4), se utilizaron unidades macizas de arcilla con medidas promedios de 156x124x50 [mm3] y juntas de mortero de 20 mm. En la Fig. 4 también se puede ver el esquema de refuerzo adoptado para dos de los especímenes. Se emplearon bandas unidireccionales de polímeros reforzados con fibras de carbono de dimensiones 900x70 [mm2] y 300x70 [mm2] aplicadas en ambas caras de los paneles y dispuestas ortogonal-mente a la dirección de aplicación de la carga.

Fig. 4 – Muro reforzado con tejido de fibras de carbono

Los tres paneles se ensayaron a corte en el plano según la siguiente denominación: d1.Murete sin refuerzo; d2.Murete reforzado con bandas de tejido de fibras de carbono de 1 mm y d3.Murete reforzado con bandas dobles de tejido de fibras de carbono. Descripción del ensayo El reglamento INPRES CIRSOC 103 propone el ensayo de compresión diagonal sobre muretes de mampostería a los efectos de estimar la resistencia básica al corte de los mismos. El ensayo de compresión diagonal reproduce un estado predominante de corte en un muro de mampostería. Se efectúa aplicando una carga de compresión según una diagonal del murete hasta llegar a la rotura. La resistencia al corte del espécimen ensayado se determina dividiendo la proyección de la carga de rotura sobre la dirección paralela a las hiladas, por el área bruta de la sección transversal del murete según la misma dirección. Se usa la siguiente expresión:

PD 7,0= (7)

om ed

D⋅

=τ (8)



donde D es la proyección de la carga de rotura sobre la dirección paralela a las hiladas, P la carga de rotura a compresión diagonal, τ la resistencia al corte del murete , d longitud promedio del lado del murete ensayado y oe espesor del murete ensayado Para el ensayo se utilizó una prensa con capacidad de 500 kN, con control de carga. Los ensayos se realizaron bajo carga de compresión monótona creciente. Para la medición de los desplazamientos a lo largo de las diagonales comprimida y traccionada de los especímenes de mampostería se usaron comparadores analógicos de rango 50 mm y sensibilidad 0,01 mm. Por razones de seguridad, dicho instrumental de medición fue retirado en todos los ensayos, antes de alcanzarse la carga de rotura. En la Figura 5 se presenta la disposición del ensayo de un muro reforzado.

Fig. 5 – Ensayo de compresión diagonal de murete reforzado

Materiales

1. Mampostería

1.1.Mampuesto: considerando la resistencia a compresión de los ladrillos cerámicos macizos y en comparación a lo establecido por la Norma INPRES CIRSOC 103, los mampuestos utilizados en este ensayo resultaron de Clase A 1.2 Mortero: dada la tipificación de la norma INPRES CIRSOC 103, en función de la resistencia mínima a compresión a 28 días, y de manera de obtener un mortero de resistencia normal se empleó una dosificación: 1:3 (1 cemento; 3 are-na). 2. Refuerzo de material compuesto Se utilizó un tejido unidireccional de fibra de carbono de alto módulo y alta resistencia (Sika Wrap Hex 103 C) saturado en resina epoxídica (Sikadur Hex 300). La técnica de refuerzo y/o reparación se realizó aplicando el tejido de fibra de carbono embebido en resina epoxi sobre la superficie del panel previamente imprimada con resina, siguiendo el proceso denominado húmedo. Antes de la colo-cación del material de refuerzo y /o reparación, las superficies de los especímenes fueron cuidadosa-mente pulidas con cepillo de cerdas de acero a los efectos de eliminar incrustaciones de mortero y suciedades. Finalmente y para dejarlas perfecta-mente limpias, se aplicó aire a alta presión. Las propiedades mecánicas del tejido de fibra de carbono y la resina epoxi suministradas por el fabricante



se detallan en Tablas 6 y 7.

Resistencia a la tracción 960 MPa Módulo de elasticidad 73.100 MPa Alargamiento a la rotura 1,33% Espesor 1 mm

Tabla 6: Propiedades mecánicas del tejido de fibra de carbono

Resistencia a la tracción 73,5 MPa Módulo de tracción 3.213 MPa Alargamiento a la rotura 4,8% Módulo de flexión 3.164 MPa Resistencia a flexión 125,3 MPa

Tabla 7: Propiedades mecánicas de la resina epoxi

RESULTADOS EXPERIMENTALES

Muro sin refuerzo Con el objetivo de determinar la resistencia última al corte y analizar el tipo de falla se ensayó un panel sin refuerzo. La falla observada fue con rotura del mampuesto y deslizamiento de juntas del mortero (Fig. 6a). En Fig. 6b se puede ver la curva carga-desplazamiento axial. La carga última alcanzada por el panel fue de 12,8 kN.

Fig. 6 – Ensayo de compresión diagonal de murete d1 sin re-fuerzo: a) Tipo de falla; b) Diagrama carga-desplazamiento

Muros reforzados

El refuerzo con bandas unidireccionales de PRFC dispuestas ortogonalmente a la dirección de aplicación de la carga mejora la resistencia a corte (Rougier et al. 2007), con una relación costo-beneficio adecuada. En el



presente trabajo se utilizó esta modalidad. Se consideraron dos alternativas de refuerzo: banda simple de 1 mm de espesor (Muro d2) y doble capa de refuerzo, 2 mm de espesor (Muro d3). En el caso del muro d2 si bien se obtuvo una carga de rotura superior al muro sin reforzar (31,8 kN) se observó una falla prematura por desprendimiento de una banda de refuerzo y desliza-miento de la interfaz mortero-mampuesto (ver Fig. 7a). En el caso del muro d3 se observó una falla frágil que se inicio por deslizamiento de junta de mortero alcanzando una carga de rotura casi cinco veces superior a la del muro sin reforzar (52 kN). En todos los casos el instrumental de medición fue retirado antes de alcanzarse la carga de rotura (95% de dicho valor para todos los muros). En Fig. 7b) se observa el diagrama carga-desplazamiento para los tres muros y se identifica la carga de rotura. En general, se observa que los muros reforzados mantienen su integridad en la zona comprendida entre bandas de refuerzo.

Fig. 7: Ensayo de compresión diagonal muros reforzados: a) tipo de falla; b) Diagrama carga-desplazamiento

CONCLUSIONES

Se realizaron ensayos de compresión diagonal sobre paneles de mampostería de ladrillos cerámicos macizos de la zona, sin reforzar y reforzados con PRFC. También a efectos de caracterizar los materiales constituyentes de la mampostería se efectuaron ensayos sobre el mampuesto y el mortero. La cantidad de ensayos realizados sobre los muretes resulta insuficiente para poder realizar una conclusión general, además debe tenerse en cuenta que este tipo de estructuras dependen en gran medida de las condiciones de ejecución (mano de obra, curado, etc.). No obstante, en función del análisis y comparación de los resultados obtenidos se puede concluir: Bajo solicitaciones de corte y en ausencia de tensiones normales, la falla de la mampostería no reforzada, se produce, en general, por desliza-miento de las juntas de mortero, resultando un tipo rotura muy frágil y repentina. En este aspecto, la adherencia entre mampuestos y juntas de mortero es fundamental y depende, en gran parte, de la calidad de la mano de obra. También resultan muy importantes las propiedades mecánicas de



los materiales componentes de la mampostería (mortero y mampuestos) y las condiciones de borde del ensayo, pues la falla se localiza en la zona de apoyos. El refuerzo con materiales de matriz polimérica reforzada con fibras, mejora el comportamiento de la mampostería bajo esfuerzos de corte, aumentando la resistencia última y la rigidez. El tipo de rotura continúa siendo frágil, pero los especímenes conservan el monolitismo aún después de alcanzarse la carga de rotura. La configuración de refuerzo adoptada (bandas unidireccionales de PRFC dispuestas diagonal-mente en ambas caras) es de rápida y fácil ejecución y se utiliza una cantidad relativamente mínima de material com-puesto, resultando una solución eficiente.

AGRADECIMIENTOS

Los autores agradecen a la Facultad de Ingeniería de la Universidad Nacional de Salta, a Sika Argentina y a la Universidad Tecnológica Nacional, Facultad Reg. C del U.

REFERENCIAS

Alcocer S., “Rehabilitación de estructuras de mampostería, Instituto de Ingeniería, UNAM, México”, (2002). Manual de Construcción, Evaluación y Rehabi-litación Sismo Resistente de Viviendas de Mampos-tería, Asociación Colombiana de Ingeniería Sísmica Triantafillou T., “Composites: a new possibility for the shear strengthening of concrete, masonry and wood”, (1998). Bradley J., Christensen J., Gilstrap J., y Dolan Ch., “Composite materials reinforcement of existing masonry walls”, J. Arch. Engrg. 2, (2), 63-70, (1996). Hamoush S., Mcginley M., Mlakar P., Scott, D. y Murray K., “Out-of plane- strengthening of masonry walls with Reinforced Composites”, ASCE, Journal Composite for Construction, 5, 139-145, (2001). Tan K., y Patoary M., “Strengthening of Masonry Walls against Out-of-Plane Loads Using Fiber- Reinforced Polymer Reinforcement”, ASCE Journal Composite for Construction, 8, 79-87, (2004). Valluzzi M. R., Tinazzi D., Modena C., “Shear behavior of masonry panels strengthened by FRP laminates”, Construction and Building Materials, 16, 409-416, (2002). Santa María H., Alcaino P. y Luders, C., “Experimental response of masonry walls externally reinforced with carbon fiber fabrics”, Proceedings of the 8th U.S. National Conference on Earthquake Engineering, San Francisco, California, USA, (2006). Shrive N. G., “The use of fibre reinforced polymers to improve seismic resistance of masonry”, Construc-tion and Building Materials, 20, 269-277, (2006). Rougier V., “Refuerzo de muros de mampostería con materiales compuestos”, Tesis (Doctorado en Inge-niería), Universidad Nacional de Tucumán, Tucumán, Argentina, 212, (2007). IRAM 12586, Instituto Argentino de Racionalización de Materiales. Ladrillos y bloques cerámicos para la construcción de muros. Método de ensayo de resis-tencia a la compresión. Junio 2004. IRAM 12588, Instituto Argentino de Racionalización de Materiales. Ladrillos y bloques cerámicos para la construcción de muros. Método de ensayo de la capacidad de absorción de agua por inmersión en agua fría y en agua hirviendo. Noviembre de 1980. Reglamento INPRES-CIRSOC 103. Normas argen-tinas para construcciones sismorresistentes. Agosto 1991. IRAM 1622, Instituto Argentino de Racionalización de Materiales. Determinación de la resistencia a la compresión y a la flexión del cemento Portland. Julio 1962. Rougier, V.C., Pascual, A. y Contino S., “Refuerzo y Reparación de Muros de Mampostería”, VII EIPAC, Salta, Argentina 15 al 18 de mayo de 2007, (2007).


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Normas para la presentación de trabajos

El Comité Editorial de la Revista Tecnología y Ciencia de la Universidad Tecnológica Nacional analizará los artículos científicos y/o tecnológicos de los docentes investigadores recibidos por la Dirección de esta revista, y será el encargado de aceptar la publicación de los mismos. La Dirección de la Revista será la encargada de notificar al autor o a los autores del trabajo de la decisión del Comité Editorial que será inapelable.

Los autores interesados en publicar artículos en la revista “Tecnología y Ciencia” de la Universidad Tecnológica Nacional deberán enviar sus trabajos ajustados a las normas que se indicarán a continuación: Se aceptarán trabajos relacionados con el área de ciencia y tecnología, que representen una contribución significativa para el desarrollo tecnológico. Los mismos deberán estar redactados en castellano y se deberá poner especial cuidado en el correcto uso de la ortografía y redacción, de acuerdo a Normas de la Real Academia Española. Se deberá evitar el uso de términos en otros idiomas, si éstos tienen su equivalente en esta lengua. La UTN se reserva el derecho de realizar modificaciones para una mejor presentación del trabajo y de realizar cambios en las Normas si la situación lo requiere. Con el envío de los trabajos, los autores con-ceden implícitamente los “Derechos de Autor” a la Universidad Tecnológica Nacional. Por lo tanto, a la fecha de envío del artículo, los trabajos remitidos para su publicación no deberán tener tales derechos otorgados a terceros. La concesión de Derechos de Autor significa la autorización para que la UTN pueda hacer uso del artículo, o de una parte de él, con fines de divulgación y difusión de la actividad científica-tecnológica. En ningún caso dichos derechos afectan la propiedad intelectual que es propia de los autores. Los conceptos y opiniones vertidos en los artículos publicados y del uso que otros puedan hacer de ellos, son de exclusiva responsabilidad de los autores. Considerando que el artículo enviado es di-rectamente reproducido, la responsabilidad final del escrito es de los autores y la responsabilidad sobre la calidad del impreso y su ajuste a estándares internacionales es de la Universidad.

FORMATO DEL ARTÍCULO:

Se recomienda que el trabajo completo tenga entre 4 y 12 páginas pares, incluyendo el resumen y, básicamente, las siguientes secciones: introducción, desarrollo, resultados y discusión, tablas y figuras, conclusiones y referencias. Se podrá incluir una sección de Agradecimientos, que deberá estar redactada en no más de 4 líneas de una columna y se ubicará justo antes de las Referencias. El formato obligatorio es a dos columnas (excepto el encabezado de la primera página), a espacio simple entre líneas de texto y dejando un espacio entre párrafos y entre subtítulo y texto.

ORGANIZACIÓN DEL TRABAJO:

Primera página: Los artículos enviados para su publicación deben incluir un encabezado que constará de: el título, seguidamente y dejando un espacio en blanco, el nombre de los autores y luego su afiliación con dirección completa, teléfono, fax y correo electrónico (sólo en castellano). Luego a dos espacios se presentará el resumen y debajo de este, a un espacio, se indicarán las palabras claves en idioma castellano. A continuación se deberá repetir con el mismo formato el título, abstract y palabras claves en inglés. Es recomendable indicar el autor a quien dirigir la correspondencia, si este no es el primero de la lista. Título y autores: El título debe reflejar el objetivo principal del trabajo en forma concisa. Se recomienda utilizar un título complementario sólo cuando sea estrictamente necesario. Este se debe escribir en letra Arial 12 en negritas y con la inicial de cada palabra en mayúsculas (Ej.: Aplicación del Método de Elementos Finitos al Tratamiento….) El nombre de los autores se indicará, sin grados ni títulos, de acuerdo a: primer nombre, inicial del segun-


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do nombre y apellido(s). No se aceptarán trabajos con más de cuatro autores. Resumen: Este no debe exceder de 150 palabras en la versión en castellano y la cantidad que corresponda en la versión en inglés. Ambas versiones deben reproducir literalmente el mismo texto, sólo que estará presentado en distintos idiomas. Este resumen debe presentar de manera precisa el contenido del trabajo, descrito de un modo simple y directo. Debe establecer objetivos y alcance del estudio realizado, describiendo de una manera sintética la metodología; un resumen de resultados y las principales conclusiones. No debe contener información o conclusiones que no estén incluidas en el artículo. No se debe usar abreviaturas; tampoco citar referencias, salvo estrictas excepciones. Palabras claves: Se deberá incluir de tres a cinco palabras claves (keywords) que permitan a un potencial usuario identificar el artículo en bases de datos internacionales. Los autores deberán definirlas entre aquellas que consideran que resultarán más adecuadas para este propósito. Generalmente, aquellas palabras que se eligen como palabras claves también figurarán en el título del artículo o, al menos, en el resumen. Contenido del artículo: Luego del encabezado y dejando dos espacios en blanco deberá comenzar el texto del artículo con la introducción, su desarrollo continuará de acuerdo a lo indicado en el ítem Formato del Artículo. La última página deberá terminar también a dos columnas, independiente del área cubierta por el texto. El trabajo deberá estar escrito en forma concisa y coherente, utilizando enunciados cortos y simples en estilo impersonal, evitándose los detalles disponibles en libros, tesis, artículos previos, etc. Secciones: Los títulos de éstas serán escritos con letras mayúsculas, en negrita, ajustados al margen izquierdo sin numerar ni subrayar. Los subtítulos, también ajustados a la izquierda, deberán ser escritos con letras minúsculas, sin negritas y con letra cursiva, salvo la primera letra y la primera letra de los nombres propios, para los que se utilizará mayúsculas. Se debe dejar un espacio entre líneas antes y después de cada subtítulo. Conclusiones: Estas se deberán indicar en una sección específica de un modo claro y preciso. Fórmulas: Las fórmulas y expresiones matemáticas deberán estar separadas de los párrafos de texto por dos espacios en blanco. El mismo espaciado se respetará entre cada una de ellas si se deben listar varias en forma sucesiva. Las fórmulas se ajustarán al margen izquierdo de la columna y se numerarán correlativamente y entre paréntesis en el extremo derecho de la línea correspondiente. El significado y las unidades utilizadas en cada término de las expresiones deberán quedar perfectamente definidos. Se recomienda el uso del Sistema Internacional de Unidades (SI). Si se cree conveniente, se podrán consignar entre paréntesis los valores de otras unidades o factores de con-versión. Figuras y tablas: Las figuras se numerarán correlativamente en orden de aparición en el texto e incluirán un breve titulo explicativo en la parte inferior de las mismas (Ej.: Fig. 1: Datos experimentales de capacidades caloríficas de líquidos). Si es necesario incluir fotos, éstas se deberán designar como figuras. Las figuras deberán presentarse en blanco y negro; en casos de figuras con varias líneas, éstas deberán mostrar buen contraste. Las fotos y figuras obtenidas mediante scanner se incluirán en su versión original, nítidas y en blanco y negro. Las tablas se numerarán correlativamente, en forma independiente de las figuras y según el orden de aparición en el texto, incluyendo un titulo explicativo en la parte superior (Ej.: Tabla 1: Datos de distribución de la población). El tipo y tamaño de letra utilizado en el texto de las figuras y tablas deberán ser semejantes al empleado en el artículo. El grosor de las líneas en figuras y tablas será similar al de las letras del texto y uniformes en todo el artículo. Las figuras y tablas pueden ocupar las dos columnas de una página o incluso la pagina completa si así es requerido. En todo caso se debe cuidar que el ancho del escrito sea de 17 cm. Y el largo de 25 cm., como se indicó anteriormente. Las leyendas de los ejes deberán ser claras y precisas y estar centradas respecto de éste. Para el eje de ordenadas se ubicarán en forma vertical de abajo hacia arriba y para el de abscisas horizontalmente de izquierda a derecha. Las tablas y figuras deberán insertarse en el texto del artículo y ubicarse próximas al lugar en que son


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mencionadas. Las mismas no deben llevar fondos de ningún tipo. Para facilitar la edición y continuidad del texto se recomienda ubicar las figuras y tablas ajustadas al borde superior o inferior de la columna o página, según sea el caso. Referencias: No se deberá usar el término Bibliografía como sinónimo de Referencias. En esta sección se listarán en orden cronológico y sin numeración todas las referencias citadas en el artículo, de acuerdo al siguiente formato: Artículos de revistas: Nombre del(os) autor(es), título completo de la publicación entre comillas, nombre completo de la revista (pueden emplearse las abreviaturas aceptadas en abstracts internacionales), volumen, número entre paréntesis (si hay), el números de página de inicio y fin del artículo separados por guión y, final-mente, el año de publicación. Ejemplo: Eckert Charles A. and Sherman Steven R., “Measurement and Prediction of Limiting Activity Coefficients”, Fluid Phase Equilibria; 116, 333-342, (1996). Libros: En este caso se deberá indicar ade-más el número de edición, editorial, país de origen y páginas que fueron consultadas. Ejemplo: Boyce William E. and DiPrima Richard C., “Elementary Differential Equations and Boundary Value Problems”, Sixth Edition, John Wiley & Sons, USA, 169-204, (1997). Tesis: Para citar estas se deberá indicar el siguiente detalle: autor, título, mención de la tesis (indicar el grado que se ha alcanzado entre paréntesis), institución, lugar, número de páginas y fecha de publicación. Ejemplo: Ahmad Berit S., “Synthesis of Batch Processes with Integrated Solvent Recovery”, Thesis (Ph. D. in Chemical Engineering), Massachusetts Institute of Technology, Massachusetts USA, 245, (1997). Actas de Congresos: Se deberán citar de acuerdo al formato establecido para artículos de revistas pero reemplazando el nombre de la publicación por el correspondiente al evento, además del lugar y fecha de realización. Ejemplo: Valderrama José O. y Roselló Antonio, “Aplicación del Simulador Chemcad-Batch a la Destilación Vínica”, Actas del 3º Congreso Interamericano de Computación Aplicada a la Industria de Procesos - CAIP´96, Villa María - Argentina, 12 al 15 de noviembre de 1996, 229-232, (1996). Patentes: Se indicará autor(es), título, número de ésta, oficina, país de registro y fecha. Ejemplo: Majewski Theodore E., Parsey Ed-ward S. and Skelly Norman E., “Purification of Salicylanilide”, Pat. Num. 3,221,051 –– United States Patent Office – USA - Nov. 30, 1965. Documentos Electrónicos: El material a citar que este disponible en este tipo de soporte deberá recibir el mismo tratamiento que los documentos impresos citados, según sean: textos o publicaciones electrónicas, etc. Se indicará en un renglón posterior la dirección a través de la cual se tendrá acceso. Ejemplo: Wollstonecraft M., “A Vindication of the Rights of Women: With Structures on Political and Moral Subjects”. Columbia University, Bartleby Library, 17, 340, (1996).

En el texto del trabajo, las referencias se citarán por autor y año entre paréntesis (Ahmad and Barton, 1997). Cuando existan más de dos autores, se citará el primer autor seguido de et al, (Chang et al., 1999). En el listado de referencias sin embargo se deberán mencionar todos ellos.

Acuso de recibo: El editor remitirá una notificación al recibir el trabajo. Una vez aceptado para publicación se comunicará a los autores y cuando esta se haga efectiva se enviarán separatas (reprints).

Evaluación: Los trabajos recibidos que cumplan estrictamente las normas establecidas serán evaluados por árbitros especializados designados por el Comité Editorial. La aceptación de la contribución estará condicionada al dictamen de los árbitros

Comunicación de los autores: Desde la recepción del trabajo hasta su publicación, el editor mantendrá comunicación con los autores en la medida que las circunstancias lo requieran. La comunicación se hará con el primer autor(a), a menos que se indique expresamente en la primera página del artículo a cuál de ellos se debe dirigir la correspondencia. Se solicita a los autores conceder al editor un tiempo prudente para realizar adecuadamente el proceso de evaluación. Temas a tratar en la revista: “Tecnología y Ciencia” aceptará trabajos derivados de investigaciones realizadas en el campo de la ciencia y la tecnología.


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Los temas a tratar tendrán como objetivo mantener permanentemente actualizadas aquellas áreas y disciplinas que abarca la ingeniería en su conjunto y su aporte a la sociedad y estarán focalizados en investigación básica y aplicada, desarrollo tecnológico e innovación productiva. Los artículos técnicos deberán considerar temas de interés teórico-práctico, teniendo como finalidad profundizar el conocimiento tecnológico relacionado con los procedimientos y medios disponibles para abordar diversas problemáticas, tanto en el ámbito de la enseñanza universitaria como del ejercicio profesional. Excepcionalmente se podrán contemplar artículos que no estén dentro de la temática definida con anterioridad pero que, a juicio del Comité Editorial, puedan resultar de interés.

Envío de trabajos: deberán remitirse los archivos Word por mail a :

Comité Editorial Revista Tecnología y Ciencia

Secretaria de Ciencia y Tecnología Universidad Tecnológica Nacional

[email protected] C.C.: [email protected]


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Noticias de UTN

JORIMAN-III 3º Jornadas anuales sobre Ingeniería de Manufactura

Facultad Regional Córdoba

Los días 22 y 23 de octubre, en el Aula Magna de la Facultad, se desarrollaron las 3º Jornadas anuales sobre Ingeniería de Manufactura, JORIMAN-III. Este evento fue organizado por el Departamento de Ingeniería Mecánica y la Secretaría de Extensión Universitaria de esa Casa de Estudios y su objetivo fue ofrecer un panorama sintético de las actividades multidisciplinarias requeridas por la manufactura de clase mundial y que son brindadas por las instituciones y empresas radicadas en Córdoba y en otras Provincias del País. Las ponencias y disertaciones estuvieron divididas en cinco ejes temáticos: Control Numérico Computarizado (CNC), Robótica, Integración del Diseño a la Manufactura CAD/CAM, y Fabrica-ción y Tratamientos Especiales. Participaron de este importante evento académico, docentes, investigadores, empresarios y especialistas de la UTN Córdoba, de la UNC y de la West Virginia University (EEUU). Estuvo destinado a docentes, graduados, estudiantes avanzados y empresarios y técnicos especialmente de las Pymes argentinas.

Grupo de la UTN-FRM obtiene premio internacional por proyecto de I+D

Investigadores del grupo CLIOPE "Energía, ambiente y desarrollo sustentable", reconocido por la UTN con resolución del CSU Nº 1586/08, obtuvieron el segundo lugar en el Premio de la Iniciativa de Ciclo de Vida del Programa de las Naciones Unidas para el Ambiente y de la Sociedad de Toxicología y Química Ambiental (UNEP-SETAC Life Cycle Initiative). La ceremonia de premiación tuvo lugar durante el acto de cierre del IX LCA Conference, en Boston (Massachusetts) durante el pasado mes de septiembre, organizada por la Asociación Americana de Análisis de Ciclo de Vida. Los proyectos premiados, presentados y ejecutados por Alejandro Pablo Arena y por Bárbara Civit, son “Development of LCIA indicators for Latin American regions” e “Indicators for land use in arid regions”.

El Análisis de Ciclo de Vida (ACV) es una metodología objetiva y de base científica que permite obtener el perfil ambiental de un producto o servicio, lo que puede ser utilizado para mejorar los procesos productivos, seleccionar materiales, elegir estrategias de fin de vida, o bien para seleccionar entre diversas alternativas de productos, procesos o actividades que desempeñen una misma función. Estos perfiles ambientales están constituidos por impactos de distintas categorías (calentamiento global, adelgazamiento de la capa de ozono, acidificación, consumo de recursos, etc), los cuales se calculan a través de factores de caracterización que consideran características intrínsecas de las emisiones, su difusión y las particularidades de los ecosistemas recepto-res. Actualmente los profesionales que aplican el ACV en regiones como la Latinoamericana se encuentran obligados a usar factores de caracterización foráneos, es decir, calculados según realidades medioam-bientales, industriales y económicas de otros países, como por ejemplo los países europeos, donde la metodología del ACV tuvo su origen. Esta práctica puede conducir a la toma de decisiones erróneas. Los proyectos galardonados se centraron precisa-mente en el estudio metodológico de modelos de impacto que permitan caracterizar los efectos que pudieran originarse como consecuencia de las emisiones provenientes de fuentes industriales o móviles o por el uso de recursos que consumen las diferentes


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actividades humanas. El producto de los modelos desarrollados fue un conjunto de factores de caracterización para categorías de impacto con carácter regional como acidificación, eutrofización y uso del suelo que puedan ser aplicados en la etapa de Evaluación de Impacto de Ciclo de Vida. Es por esto que los resultados obtenidos en estos proyectos tienen un alto impacto en la comunidad científica y técnica regional, porque producen un aporte a la diferenciación espacial de los factores de caracterización que se emplean en los estudios de ACV que se realizan en nuestro territorio y particularmente en la región árida del oeste argentino. Contar con un conjunto de indicadores o factores de caracterización regional disminuye las incertidumbres que pueden presentarse al usar factores foráneos otorgando mayor credibilidad a los estudios de ACV locales o regionales acercando la metodología a la realidad medioambiental regional. El alcance geográfico de los proyectos es nacional, mas su aplicabilidad no está restringida a esta escala, sino que la metodología desarrollada puede extenderse a las diversas ecoregiones latinoamericanas. Estos proyectos, y los resultados alcanzados, incentivan la búsqueda de mejoras en las metodologías de Evaluación de Impactos del Ciclo de Vida, y abren nuevas posibilidades de líneas de investigación en la temática.

Se abre una nueva línea de becas de formación de postgrado

La Universidad Tecnológica Nacional sigue incrementado las líneas de becas para promover estudios de postgrado entre sus docentes. Es de interés prioritario para la Universidad fortalecer los Grupos y Centros de investigación que hoy están en funcionamiento y alentar la creación de nuevos para profundizar el logro de la excelencia académica en las carreras de postgrado y fomentar el acercamiento de la Ciencia y la Tecnología a las necesidades de innovación, producción y de calidad de vida de la sociedad en su conjunto. Promover la formación de postgrado y fortalecer la investigación deben ser vistos como aspectos inseparables del desarrollo de la calidad académica, componentes esenciales e integrales de la docencia, la investigación y la proyección social que definen a la Universidad. Uno de los desafíos para los próximos años en nuestras Unidades Académicas es, ante todo, interactuar armoniosamente con el sector productivo en general, fijando metas, canales de comunicación y utilizando instrumentos adecuados que permitan articular de manera flexible la investigación de nuestros grupos y centros con el desarrollo de origen endógeno, que generan en particular empresas de tipo pymes. Tal desarrollo favorecerá también la realización de prácticas y pasantías de alumnos de postgrado y becarios del sistema científico. La incorporación de los graduados de la Universidad al mundo productivo es creciente. Por eso, satisfacer las nuevas demandas de transferencia e innovación requiere cada vez más de los aportes provenientes de las carreras de postgrado. Pero la inversión privada para el desarrollo de la investigación es muy escasa. Afortunadamente, desde el sector estatal existe en los últimos años una tendencia a incrementar los planes de inversión a través de programas de la Agencia Nacional de Promoción Científica y Tecnológica, de las agencias provinciales de promoción científica y técnica, y de convenios con instituciones del exterior, para responder a los desafíos señalados. Por todo ello, la UTN a través de la Secretaría de Ciencia y Tecnología y Subsecretaría de Postgrado propició la creación del Programa de Becas Cofinanciadas para la Formación de Doctores en Áreas Tecnológicas Prioritarias, que ya fue aprobado por el Consejo Superior. El Programa de becas permitirá aumentar los recursos presupuestarios destinados al otorga-miento de becas doctorales para docentes de la Universidad a través de la modalidad de cofinanciación en la que podrán intervenir las Facultades Regionales y otros organismos e instituciones, públicas y privadas, nacionales y extranjeras, vinculadas con el desarrollo de la ciencia, la tecnología y la producción. Las becas serán de dedicación exclusiva, admitiéndose el ejercicio de un cargo docente de dedicación


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simple y tendrán una duración de cuatro años. El monto de la beca estará compuesto por partes iguales entre la Universidad y quien se proponga como cofinanciador.

PROGRAMAS CIENTÍFICO TECNOLÓGICOS

La Secretaría de Ciencia y Tecnología, ha puesto en marcha la Coordinación General de los Programas Científico Tecnológicos, a partir de la nueva composición y denominación de los mismos que se indica a continuación:

PROGRAMA Coordinador

"TECNOLOGÍA DE ALIMENTOS" Ing. Enzo Tosi FR Rosario

"TECNOLOGÍA EDUCATIVA Y ENSEÑANZA DE LA INGENIERÍA"

Ing. Miguel Sosa FR Delta

"ELECTRÓNICA, INFORMÁTICA Y COMUNICACIONES"

Dr. Ing. Carlos Candíani FR Córdoba

"ESTRUCTURAS Y CONSTRUCCIONES CIVILES"

Dra. Ing. María Positieri FR Córdoba

"MATERIALES" Doctora Nancy Quaranta F. R. San Nicolás

"INGENIERÍA DE PROCESOS Y DE PRODUCTOS"

Lic. Ernesto Carrizo SCyT - Rectorado

"ENERGÍA" Ing. Jorge Fernández FR Mendoza

"MEDIO AMBIENTE, CONTINGENCIAS Y DESARROLLO SUSTENTABLE"

Dr. Ing. Enrique Puliafito FR Mendoza / FR Buenos Aires

"TRANSPORTE Y VIAS DE COMUNICACIÓN"

Ing. Eduardo Donet FR Santa Fe

"TECNOLOGÍA DE LAS ORGANIZACIONES"

Mgr. Ing. Lucas Giménez F. R. Avellaneda

“INGENIERIA CLINICA Y BIOINGENIERIA”

Ing. Sergio PONCE Rectorado SCyT FR San Nicolás

Coordinación General Dr. Ricardo Armentano F.R. Buenos Aires

La Secretaría ha dado comienzo así a una etapa de trabajo que permitirá realizar el correcto ordenamiento de los proyectos de I+D+i, coordinación de las actividades y la evaluación y análisis de los mismos. Al ser los Programas Científico Tecnológicos, instancias de promoción y coordinación, estructurados sobre la actividad científico tecnológica actual y futura de la Universidad, es inherente a todo Programa afirmar una instancia de conducción centralizada y otras de ejecución descentralizada, asegurando coordinación y completentación de esfuerzos entre estas últimas, para permitir la optimización de medios y la correcta asignación de recursos. Este tipo de estructura de conducción y ejecución permitirá detectar sectores no cubiertos de los respectivos campos de aplicación, a fin de centrar en ellos la promoción de actividades Científico-Tecnológicas, en orden a determinar las líneas prioritarias de investigación y desarrollo. En este sentido las acciones se potencian y proyectan adecuadamente cuando todas las actividades Científico Tecnológicas correspondientes a un determinado campo de aplicación se organizan bajo la forma de “Programa”, entendiendo por tal, al conjunto coordinado y autosuficiente de proyectos orientados hacia un mismo objetivo o hacia varios objetivos estrechamente relacionados entre sí.

http://www.utn.edu.ar/secretarias/scyt/pipp.utn

http://www.utn.edu.ar/secretarias/scyt/pipp.utn


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NUESTRA PORTADA: Iglesia San Ignacio de Loyola

Barrio de Monserrat – Buenos Aires

Durante el gobierno de Hernandarias llegan los primeros Jesuitas a Buenos Aires (1608). Su primera iglesia y colegio se levantan en la hoy Plaza de Mayo, en un solar que les dona el Cabildo, en el cuarto N. E. Esta construcción era de adobe con techos de junco, método constructivo empleado en la primitiva Buenos Aires al no existir en la zona ni madera ni piedra y hasta la aparición de los primeros hornos de ladrillo. Nació bajo la advocación de Nuestra Señora de Loreto pero más tarde, al ser beatificado Ignacio de Loyola, toma el nombre de San Ignacio (1610). Allí permanecen algo más de 50 años. En 1661, por razones de seguridad y defensa del Fuerte, los jesuitas deben abandonar la construcción de Plaza de Mayo. Es entonces que Doña Isabel Carvajal, viuda de Gonzalo Martel de Guzmán y sin hijos, dona a la Compañía de Jesús el solar delimitado por las actuales calles Perú, Bolívar, Alsina y Moreno. En este lugar se construye una segunda iglesita, también de adobe, terminada en 1675, fecha que puede leerse en el trozo de mármol hallado en remodelaciones del s. XIX y que fue colocado en el claustro parroquial. En 1686, con el producido de los primeros hornos de ladrillos de Buenos Aires, comenzaron a levantarse la torre sur y los muros del frente de la Iglesia. Al lado de la iglesia, sobre la calle Bolívar, los padres construyeron el Colegio San Ignacio o Colegio Grande, llamado Real Colegio de San Carlos después de la expulsión de los jesuitas, y más tarde (1863) Colegio Nacional Buenos Aires. En 1710 el Superior de la Compañía encarga al arquitecto jesuita Juan Krauss la construcción de un nuevo templo. La planta es diseñada tomando como modelo la iglesia del Gesú de Roma. Se organiza con una nave cubierta por bóveda, flanqueada por cinco capillas laterales comunicadas a través de arcadas sobre las que corre una galería alta, detalle poco común, que no se repite en la Buenos Aires del s. XVIII y que daba a San Ignacio una doble capacidad que era necesaria para recibir al alumnado del Colegio y fue aprovechada para realizar en el templo numerosos actos y celebraciones, incluso Cabildos Abiertos. Desde 1712 comenzó a edificarse la iglesia actual, que conserva aquella torre sur y muro frontal originales, que junto con un tramo de galería subterránea del desaparecido fuerte son los elementos arquitectónicos más antiguos de la ciudad. La construcción fue dirigida por el propio Krauss. Colaboran con él los maestros Pedro Weger (sobre todo en la herrería) y Juan Wolf .La terminación de las obras se debe a los hermanos arquitectos Andrés Bianchi y Juan Bautista Prímoli. En 1722 la iglesia es inaugurada aunque aun no estaba terminada. En 1734, un 7 de Octubre, es consagrada. Es la más antigua que se conserva en Buenos Aires, para cuya defensa fue bastión durante las Invasiones Inglesas. La iglesia, que responde a la tipología originada en Il Gesú de Roma (Arq. Vignola, S. XVI), tiene planta en cruz latina, con una nave principal, dos laterales –cada una constituida por cinco capillas- y ábside rectangular. Características singulares de San Ignacio, que comparte únicamente con la Catedral de Montevideo, son la cúpula sobre tambor cuadrangular, en el crucero, y la doble altura de las naves laterales. La fachada, cuya autoría se discute, muestra influencia del Barroco Bávaro. En el año 1767 se produce la expulsión de los Jesuitas por orden del rey Carlos III. Sus bienes pasan a ser administrados por la Junta de Temporalidades y el templo permaneció cerrado por tres años. Entre 1775 y 1791 San Ignacio funciona como catedral provisoria por las obras de reparación que necesitaba la iglesia matriz. El 31 de diciembre de 1806 se celebra en San Ignacio una Misa de acción de gracias por la Reconquista de la ciudad, con la presencia del Cabildo y otras autoridades. En 1807 las tropas invasoras inglesas intentan tomar el templo, como lo habían hecho con otros de la ciudad pero son rechazados por los defensores. Terminada la Defensa se realizan allí unas solemnes exequias por los muertos en estos episodios. En 1821 se realizó en el templo la inauguración de la Universidad de Buenos Aires y en 1823, la de la Sociedad de Beneficencia. Hasta 1830 se entregaron aquí los premios a la Virtud, que otorgaba esta última. En 1823 San Ignacio volvió a ser Catedral Provisional y a partir de 1830 comenzó a funcionar como parroquia al haberse dividido la de Catedral en Catedral al Norte y Catedral al Sud. En 1836 los Jesuitas volvieron a Buenos Aires para ser nuevamente expulsados en 1843. Durante ese período ocuparon esta Iglesia, compartiendo las dependencias con el Obispo y con la Curia Eclesiástica que se encontraban allí por el mal estado del edificio de la Catedral. Unos 20 años más tarde el ingeniero italiano Felipe Senillosa agregó la torre Norte que hasta entonces no existía. El 21 de Mayo de 1942 San Ignacio fue declarada Monumento Histórico Nacional por decreto nº 120.412. En el año 1955 varias iglesias del centro porteño sufrieron incendios intencionales. En esa ocasión varias imágenes originales se quemaron y diversos objetos fueron saqueados.

Fuentes: http://www.sanignaciodeloyola.org.ar/nuestraiglesia.asp http://www.curiosamonserrat.com.ar/iglesia/ignacio.html

http://www.sanignaciodeloyola.org.ar/nuestraiglesia.asp

http://www.curiosamonserrat.com.ar/iglesia/ignacio.html

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