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Leonardo Veas P.Director de Investigación

y Desarrollo

Es un privilegio poder escribir estas breves palabras para presentar a todos los lectores de nuestra Revista de la Construcción la DIDECCUC, Dirección de Investigación y Desarrollo de la Escuela de Construcción Civil de la Pontificia Universidad Católica de Chile, creada a la luz del plan de desarrollo de la Escuela, y la cual pretende cristalizar en sí misma una sostenida y fecunda búsqueda por el conocimiento, transfiriendo y aplicando el resultado de este al sector construcción de nuestro país, teniendo como foco principal de su quehacer la vinculación con los problemas reales de la sociedad en general y de este sector en particular.

Tras esta misión, desde sus inicios, esta Dirección se ha sentido incentivada en modificar la manera tradicional de pensar su quehacer, por lo que su constante ha sido romper los paradigmas instalados, para dar paso a una nueva forma de concebir la construcción desde la vanguardia y la frontera del conocimiento.

Bajo esta premisa, y en el contexto del plan de desarrollo, se ha dado paso a la creación de tres líneas de investigación que concentran y articulan el conocimiento del equipo de académicos de nuestra Escuela, estas son: tecnologías y procedimientos constructivos, gestión administrativa y operativa de proyectos, y construcción sustentable.

Así, de este proceso de reciente origen, ya nos hemos adjudicado dos proyectos FONDEF, en los concursos 2009 y 2010 (D09I1162 y D10I1025), y un proyecto INNOVA CORFO. Para estos logros, ha sido fundamental el apoyo de importantes empresas constructoras, inmobiliarias e industria de materiales de construcción, como asimismo, el apoyo de entidades gubernamentales e importantes centros de investigación y universidades nacionales e internacionales.

Los invitamos a sumarse a estos desafíos que entusiastamente ha emprendido nuestra DIDECCUC, y así ser parte de un equipo que sigue avanzando hacia la frontera del conocimiento.

Comité Evaluador:

OLADIS MARICI TROCONIS DE RINCÓN: Ingeniera Química, Magíster en Corrosión, Universidad del Zulia, Venezuela, Consultora de la Gobernación del Estado de Zulia, Venezuela.

JOSÉ CALAVERA RUIZ: Doctor Ingeniero de Caminos, Canales y Puertos, Ingeniero Técnico de Obras Públicas.

MANUEL RECUERO: Doctor en Ciencias Físicas, Universidad Autónoma de Madrid, España, Profesor Titular, Universidad Politécnica de Madrid, E.T.S.I Industriales, España.

ANDRÉ DE HERDE: Ingeniero Civil, Arquitecto, Université Catholique de Louvain, Bélgica, Profesor Ordinario, Decano Facultad de Ciencias Aplicadas de la Universidad Católica de Lovaina, Bélgica.

LEONARDO MEZA MARÍN: Constructor Civil, Pontifi cia Universidad Católica de Chile, Profesor Adjunto, Doctor en Ingeniería Acústica, Universidad Politécnica de Madrid.

JAVIER RAMÍREZ: Licenciado en Arquitectura, Universidad Autónoma de Puebla, Puebla, México, Doctor en Arquitectura, Unidad de Postgrado de Arquitectura, UNAM, México.

NATHAN MENDES: Doctor en Ingeniería Mecánica de la Universidad Federal de Santa Catarina, Profesor Titular de la Pontifi cia Universidad Católica de Paraná.

MIGUEL ANDRADE GARRIDO: Doctor en Ciencias de la Educación, Pontifi cia Universidad Católica de Chile, Profesor Adjunto.

LUIS BOBADILLA: Doctor, Universidad del Bío-Bío, Director del Centro de Investigación en Tecnologías de la Construcción (CITEC).

PHILLIPPE LAGIÈRE: Doctor. Université Bordeaux 1, Director ejecutivo y responsable científi co ECOCAMPUS.

DANIEL CASTRO-FRESNO: Doctor. Director Técnico del Grupo de Investigación de Tecnología de la Construcción y Director del Laboratorio de Geosintéticos de la Universidad de Cantabria.

CARLOS OTEO: Dr. Ingeniero de Caminos, Canales y Puertos por la U.P.M. Presidente de los Comités de Geotecnia de la Asociación Técnica de Carreteras y AENOR, España.

CARLOS MARMOLEJO: Doctor Arquitecto. Centro de Política de Suelo y Valoraciones. Escuela Técnica Superior de Arquitectura de Barcelona.

MICHAEL RILEY: Ph.D. School of Architecture, Design and Environment. University of Plymouth.

STEVE DONOHOE: MSc. University of Plymouth.

HUMBERTO AMORIM: Ph. D. Universidad de Aveiro, Portugal.

Director

PABLO MATURANA BARAHONA

Editor Responsable

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Esta publicación cuenta con el aporte fi nanciero de la

Vicerrectoría de Investigaciónde la Pontifi cia Universidad

Católica de Chile

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SumarioSimulación numérica de una mezcla asfáltica usando MEF y diseño de experimentos Norambuena-Contreras, J. / Castro-Fresno, D. / Del Coz, J.J. / García, P.J.

Análisis de la satisfacción laboral de los arquitectos técnicos en el sector de la construcción de la Comunidad Autónoma del País VascoCantonnet, Mª L. / Iradi, J. / Larrea, A. / Aldasoro, J.C

Análisis del comportamiento energético en un conjunto de edificios multifuncionales.Caso de estudio Campus UniversitarioValderrama, C. / Cohen, A. / Lagiere, P. / Puiggali, J.R.

Formulación de un método de distribución de fuerzas horizontales en edificios con entrepisos flexibles. Método RNAPupo, N. / Recarey, C. / Negrín, A. / Sifontes, R.

Evaluación del proceso de fatiga de mezclas asfálticas mediante un nuevo procedimiento cíclico de barrido de deformaciones - EBADEPérez-Jiménez, F. / Valdés, G. / Botella, R. / Miró, R / Martínez, A.

Evaluación del comportamiento geotécnico de suelos volcánicos chilenos para su uso como material de filtro en la depuración de aguas residuales domésticasSanhueza, C. / Palma, J. / Valenzuela, P. / Araneda, O. / Calderón, K.

Determinación de los modelos de biodeterioro en elementos de madera producidos por hongos de pudrición en edificaciones de la zona de conservación histórica de Valparaíso, ChileOrtiz, R. / Moreno, L. / Ramírez, R. / Olivero, P.

Un algoritmo matricial RUPSP / GRUPSP “sin interrupción” para la planificación de la producción bajo metodología Lean Construction basado en procesos productivosPonz, T. / Benlloch, M. / Romano, A. / Gil, D.

Arquitectura alemana en el sur de Chile. Importación y desarrollo de patrones tipológicos espaciales y constructivosPrado, F. / D’Alençon, R. / Kramm, F.

Recomendaciones para el análisis de muros de sótano, sometidos a cargas verticales originadas por pilares de fachadaPeña, A. / Calavera, J. / Llorens, M.

Evaluación de los artículos

4 ]

16 ]

26 ]

40 ]

55 ]

66 ]

82 ]

90 ]

122 ]

104 ]

142 ]

4 ] Revista de la ConstrucciónVolumen 10 No 2 - 2011

Numerical simulation asphalt

mixture by FEM and design

of experiment

Simulación numérica de una mezcla asfáltica usando MEF y diseño de experimentos

Autores

NORAMBUENA-CONTRERAS, J. Grupo de Investigación GITECO, ETSICCP, Universidad de Cantabria, 39005 Santander, España.

Fecha de recepción

Fecha de aceptación

25/3/2011

22/6/2011

CASTRO-FRESNO, D. Grupo de Investigación GITECO, ETSICCP, Universidad de Cantabria, 39005 Santander, España.

DEL COZ, J.J. Departamento de Construcción, Universidad de Oviedo, 33204 Gijón, España.

GARCÍA, P.J. Departamento de Matemáticas, Universidad de Oviedo, 33007 Oviedo, España.

páginas: 4 - 15 [ 5 Revista de la ConstrucciónVolumen 10 No 2 - 2011

[] Norambuena-Contreras, J. - Castro-Fresno, D. - Del Coz, J.J. - García, P.J.

Abstract

Resumen Est e trabajo presenta la simulación nu-mérica mediante el método de elemen-tos finitos (MEF) de un ensayo dinámico desarrollado para estudiar la reflexión de grietas en muestras de mezcla as-fáltica. Su desarrollo permitió compro-bar el valor de los estados tensionales generados en una probeta de mezcla asfáltica densa, sometida a una carga de compresión dinámica. Así también,

This paper presents the numerical simulation using finite element method (FEM) of a dynamic test developed to study the reflection of cracks in asphalt mixture samples. Its development, permitted the value of the stress states generated in a dense asphalt mixture spec imen, sub jec ted to dynamic compression load. Also, a methodology

based on the design of experiments (DoE) to determine the influence of the constitutive parameters of material on the structural behaviour of the simulated material, is presented. Finally, the results of the simulation and design of experiments showed comparable results compared with experimental test described in this paper.

se presenta una metodología en base al diseño de experimentos (DoE), para conocer la influencia de los parámetros constitutivos del material sobre el com-portamiento estructural del material simulado. Finalmente, los resultados de la simulación y el diseño de experimen-tos mostraron resultados comparables frente al ensayo experimental descrito en este trabajo.

Palabras clave: método de elementos finitos, mezcla asfáltica, diseño de expe-rimentos.

Key words: finite element method, asphalt mixture, design of experiments.


páginas: 4 - 15 [] Norambuena-Contreras, J. - Castro-Fresno, D. - Del Coz, J.J. - García, P.J.

1. Introducción

Las mezclas asfálticas corresponden a uno de los materiales mayormente utilizados en pavimentos de carreteras. No obstante, producto de las cargas del tráfico y las condiciones ambientales, estas se agrietan debiendo ser reparadas por las administraciones de ca-rreteras de cada país. Ahora, con el fin de concederles una mayor resistencia en su diseño, es fundamental conocer su resistencia al agrietamiento en condiciones reales. Sin embargo, simular las variables del tráfico y las diversas condiciones ambientales que imperan durante su vida de servicio, resulta muy difícil y costoso (Molenaeer, 1993). Por lo anterior, el Grupo de Cami-nos Santander (GCS) de la Universidad de Cantabria ha desarrollado un ensayo dinámico para la evaluación de muestras de mezcla asfáltica, logrando simular en condiciones experimentales la reflexión de grietas hacia la superficie (Zamora-Barraza et al., 2010).

El ensayo propuesto evalúa las tensiones y deformacio-nes de una mezcla asfáltica, en función de la carga a la cual se ve expuesta. Su desarrollo simplificado con-siste en aplicar a una probeta bicapa, con una grieta inducida en su capa inferior, una carga axial de forma senoidal con frecuencia y amplitud conocidas hasta completarse la propagación de la grieta en la capa superior. No obstante, uno de los principales incon-venientes de este procedimiento es que se requieren largos tiempos de ensayo (Norambuena-Contreras et al., 2008). Por esto, la simulación numérica por ele-mentos finitos, sirve como ayuda complementaria al diseño y modelación de ensayos físicos, pudiéndose obtener resultados comparables con los ensayos rea-les (Castro-Fresno et al., 2009). De esta forma, esta aplicación numérica basa su análisis en la utilización de métodos de integración explícita en el dominio del tiempo, pudiendo extenderse a innumerables aplica-ciones en otros tipos de análisis, como la simulación de problemas de impacto, de conformado mecánico, de fractura y/o fragmentación, de contacto, de gran-des deformaciones y/o grandes desplazamientos, no linealidades en el comportamiento del material, etc.

Por ello, en este trabajo se plantea como objetivo la simulación numérica simplificada del ensayo dinámi-co propuesto usando el método de elementos finitos (MEF) y el diseño de experimentos (DoE), permitiendo evaluar los estados de tensión generados en una pro-beta de mezcla asfáltica ante la acción de una carga.

2. Modelo matemático

Para el desarrollo de este trabajo se ha considerado que la mezcla asfáltica se comporta como un medio elástico lineal. No obstante, aunque el comporta-miento real de la mezcla asfáltica sigue un modelo viscoelastoplástico, en nuestro caso es posible sim-plificar el problema asumiendo un comportamiento elástico lineal definido mediante sus propiedades mecánicas, módulo de elasticidad (E) y coeficiente o módulo de Poisson (ν) ya que, tanto la velocidad de aplicación de las cargas como el campo de deforma-ciones en el sólido son suficientemente pequeños, por lo que el error cometido es despreciable (Bathe, 2007; Zienkiewicz, 2005). Finalmente, el material se considera homogéneo, isótropo, continuo de espesor constante e indefinido horizontalmente. La base de soporte del ensayo se simuló como un macizo semiin-definido indeformable de Boussinesq (Zamora-Barraza et al., 2010).

2.1 Ecuación constitutiva del material

Para formular la ecuación constitutiva del material, se ha considerado un cuerpo elástico ocupando el dominio acotado con frontera descom-puesta en dos partes y con el área de carácter positivo. Sobre va a actuar una fuerza por unidad de volumen y sobre la frontera la carga

en , donde y son las componentes en la dirección . Además, se asume que está fijo a lo largo de . De esta forma, se desea determinar el desplazamiento y el tensor de tensiones simétrico , bajo las cargas y . Donde es el desplazamiento en la dirección , es la tensión normal en la dirección , y , son las tensiones cortantes. Además es sabido que , siendo (Beer et al., 2008; Callister, 2006):

(1)

De esta forma la ecuación (1) muestra el tensor de deformación asociado con el desplazamiento. Así, su-poniendo que tiene un comportamiento elástico lineal y que los desplazamientos son pequeños, se tiene la siguiente relación constitutiva (ley de Hooke) entre



tensiones y deformaciones (Steinberg, 1991; Gere y Goodno, 2008; Hibbeler, 2007):

(2)

Donde y son constantes positivas conocidos como parámetros de Lamé, y:

(3)

(4)

Así, a partir de las ecuaciones de equilibrio (Beer et al., 2008; Callister, 2006; Steinberg, 1991; Gere y Goodno, 2008; Hibbeler, 2007) se tiene que:

(5)

Teniendo en cuenta las condiciones de contorno (Beer et al., 2008; Callister, 2006; Steinberg, 1991):

(6)

donde es la normal exterior a , y las constan-tes y en (2) pueden expresarse como:

(7)

siendo el módulo elástico y el coeficiente de Poisson del material elástico .

2.2 Formulación variacional del problema elástico: el problema continuo

Para una mejor comprensión en el desarrollo de la for-mulación variacional, a partir de esta sección se usará la siguiente notación para las derivadas parciales:

(8)

También se usará el convenio de suma, tal que índices repetidos indican suma desde 1 a 3. Usando esta con-vención es posible escribir las ecuaciones de equilibrio (5) como sigue:

(9)

Se dará ahora una formulación variacional del proble-ma de elasticidad (2), (5) y (6). Para ello, a continua-ción se muestra la formulación de Green (Brenner y Scott, 2007; Chandrupatla y Belegundo, 1991; Reddy, 2004):

(10)

donde el convenio de suma se aplica a todos los tér-minos, es decir, se suma sobre i y j desde 1 a 3. Para mostrar (10), , observándose que y, de manera que se tiene:

(11)

Por tanto, aplicando la fórmula de Green (Brenner y Scott, 2007) se consigue:

(12)

lo cual prueba 10. A continuación, se escoge una función test (cada componente

) tal que sobre , multiplicamos (5) por , sumando con respecto a i desde 1 a 3 e integran-

do sobre Ω. Por medio de la fórmula de Green (10), resultando (Brenner y Scott, 2007; Chandrupatla y Belegundo, 1991; Reddy, 2004):

(13)

donde la integral de contorno extendida a se anula ya que en . Usando también (6), se tiene por tanto:

(14)

Finalmente, se elimina usando (2) para obtener:

(15)

ya que

(16)



Por consiguiente, se ha obtenido la siguiente formu-lación variacional para el problema elástico (2), (5) y (6): Encontrar tal que (Bathe, 2007; Zienkiewicz, 2005; Beer et al., 2008; Callister, 2006; Steinberg, 1991; Gere y Goodno, 2008; Hibbeler, 2007; Brenner y

Scott, 2007; Chandrupatla y Belegundo, 1991; Reddy, 2004; Castro-Fresno et al., 2008; Del Coz, 2007):

(17)

, donde

(18)

(19)

2.3 El problema discreto

Llegado a este punto, es posible formular un método de elementos finitos (MEF) para el problema elástico concreto de este trabajo (Beer et al., 2008; Callister, 2006; Steinberg, 1991; Gere y Goodno, 2008; Hibbe-ler, 2007). Para ello, sea una “triangulación” de Ω en tetraedros K, y definiendo:

(20)

Por tanto, cada componente de una función es una función cuadrática a trozos que se anula sobre

. Ahora formulamos el siguiente método de elemen-tos finitos para (2), (5) y (6): Encontrar tal que:

(21)

Así y de acuerdo con la teoría general de elementos finitos (Bathe, 2007; Zienkiewicz, 2005; Beer et al., 2008; Callister, 2006; Steinberg, 1991; Gere y Good-no, 2008; Hibbeler, 2007; Brenner y Scott, 2007; Chandrupatla y Belegundo, 1991; Reddy, 2004), este problema tiene una solución única, de cuyos resultados de interpolación se obtiene la siguiente estimación del error:

(22)

2.4 Condiciones de contacto

Considérese N cuerpos (sólidos) que están en contacto en un instante. Sea Stc el área completa de contacto para cada cuerpo L, L=1...N. Así, el principio de los trabajos virtuales para los N cuerpos en el instante t viene dado por (Bathe, 2007, Castro-Fresno et al., 2008; Del Coz, 2007):

(20)

donde la parte dada entre llaves se corresponde con:

• = componentes cartesianas del tensor de ten-siones de Cauchy (fuerzas por unidad de área en la geometría deformada).

• = tensor deformación correspondientes a los desplazamientos virtuales.

• = componentes del vector desplazamiento vir-tual impuesto sobre la configuración en el instante t, una función de xtj, j=1,2,3...

• = coordenadas cartesianas del punto material en el instante t.

• = volumen en el instante t.

• = componentes de las fuerzas aplicadas exter-namente por unidad de volumen en el instante t.

• = componentes de las tracciones superficiales aplicadas externamente por unidad de área en el instante t.

• = superficie en el instante t sobre la cual se apli-can las tracciones externas.

• = evaluado sobre la superficie Stf (los componentes

son cero y corresponden a los

desplazamientos prescritos sobre la superficie Stu).

, y donde el último sumatorio en el segundo miembro de la ecuación (23) da la contribución de las fuerzas de contacto. El efecto de la fuerza de contacto se



incluye como una contribución en las tracciones aplicadas de forma externa. Los componentes de las tracciones de contacto se denotan como y actúan sobre las áreas Stc (el área real de contacto para el cuerpo en el instante t), y las componentes de las tracciones conocidas aplicadas externamente se denotan como y actúan sobre las áreas Stf. Igualmente, es posible suponer que las áreas Stf no son parte de las áreas Stc, aunque tal supuesto

no es necesario. Por ello, con el fin de resolver el problema de contacto, en este trabajo se ha empleado el método del Lagrangiano aumentado (MLA), resultando más eficiente desde el punto de vista numérico (Castro-Fresno et al., 2008; Del Coz, 2007; Laursen, 2003; Motreanu y Sofonea, 2000; Duvaut y Lions, 1976; Glowinski, 2008; Hughes, 2000).

3. Desarrollo experimental

3.1 Ensayo dinámico

Para el ensayo propuesto se utilizó una probeta bicapa fabricada de mezcla bituminosa densa D-12 (equiva-lente, hoy en día, a una mezcla asfáltica AC16 surf D según la normativa UNE-EN 13108-1). Las dimensiones para cada capa fueron de 305 mm de lado y 50 mm de espesor, fabricada según la normativa NLT-173/00 (CEDEX, 2000). Esta probeta constaba con una grieta en la capa inferior, creada mediante el serrado con un disco de corte, con una profundidad de 40 mm de longitud y 4 mm de espesor. El propósito era que la grieta se reflejara desde la parte inferior a la superior, permitiendo así estudiar su amplitud a lo largo del ensayo. Para la aplicación de la carga, se utilizó una prensa servo-hidráulica y dos extensómetros LVDT para la medida de la deformación transversal.

Finalmente, el ensayo constó con una base de soporte indeformable y una viga prismática para la aplicación de la carga (Fig. 2). La carga aplicada fue cíclica senoi-dal con fuerza media igual a 11 kN, frecuencia 10 Hz y amplitud de ± 8 kN y a una temperatura específica de 20ºC. La aplicación de la carga se mantuvo hasta

Figura 1 Condiciones de contacto: (a) Cuerpos en contacto en el tiempo, y (b) defi niciones usadas en el análisis de contacto.

completar 30.000 ciclos. La toma de datos fue de tipo discreta, registrándose 200 datos cada 1.000 ciclos.

Figura 2 Ensayo dinámico para simular la refl exión de grietas.



3.2 Simulación numérica

La simulación numérica mediante MEF fue de com-presión estática para la probeta bicapa agrietada (Fig. 2). Las propiedades del material se correspondieron con las de la probeta ensayada de forma mecánica. El programa de elementos finitos utilizado fue Ansys® Workbench 11.0 en su módulo Academic Teaching Mechanical (Madenci y Guven, 2005; Moaveni, 2005). El modelo geométrico de la simulación estática se rea-lizó según las dimensiones del ensayo dinámico real.

Los materiales constituyentes utilizados para el modelo fueron: mezcla asfáltica D-12 para la probeta agrie-tada, acero para la viga de carga y base de soporte, y goma para los elementos intermedios de apoyo. Las propiedades de los materiales empleados en el modelo se muestran en la Tabla 1. El mallado realizado fue de tipo suave con refinamiento en la zona de la grieta y probeta bicapa, según se muestra en la Fig. 3. Final-mente, la fuerza estática aplicada en la simulación fue de 19 kN, igual a una presión de 0,63 MPa calculada según el área de la pieza prismática.

Figura 3 Modelo de elementos fi nitos.

Tabla 1. Propiedades de los materiales (Norambuena-Contreras et al., 2010.)

Material Módulo de elasticidad(MPa)

Módulo de Poisson Densidad específica(kg/m3)

Mezcla asfáltica 6.000 0,35 2.372

Acero 200.000 0,30 7.850

Goma 70 0,40 -



3.3 Diseño experimental

Con el fin de estudiar la influencia de los parámetros elásticos (módulo de elasticidad y de Poisson) con la amplitud de grieta, se llevó a cabo un diseño de opti-mización basado en el diseño de experimentos (DoE) (Antony, 2003; Barrentine, 1999; Madenci y Guven, 2005; Moaveni, 2005).

En un diseño de optimización basado en el DoE (usado en el método determinístico) cada cambio de valor de cualquier variable de entrada requiere un nuevo análisis de elementos finitos. De esta forma, se genera una superficie de respuesta siendo esta una función de aproximación explícita de los resultados a partir de los elementos finitos expresados como una función de todas las variables de entrada. Asimismo, la superficie de respuesta del método DoE se genera usando algo-ritmos de ajuste de curvas y superficies, estableciendo datos de salida en función de los datos de entrada. Esto requiere un grupo de puntos de diseño, donde cada punto se genera mediante una solución de ele-mentos finitos.

Para determinar las superficies de respuesta, es ne-cesario evaluar las derivadas de orden superior de

los resultados de elementos finitos con respecto a las variables de entrada seleccionadas, donde el orden de las derivadas corresponde al orden de la función de aproximación. Este método puede aplicarse en proble-mas de tipo estructural, así como en análisis lineales y no lineales (Reddy, 2004; Antony, 2003; Barrentine, 1999). Finalmente, los modelos empíricos más comu-nes ajustan los datos experimentales tomando una forma lineal o una forma cuadrática. Por ejemplo, un modelo lineal con dos factores (o parámetros de entrada), y , puede ser escrito como:

(24)

Donde es la respuesta (o parámetro de salida) para los niveles dados de los efectos principales y y el término se incluye para tener en cuenta un posible efecto de interacción entre y . Por último, la constante es la respuesta de cuando ambos efectos principales son cero, siendo el error experimental. Para un ejemplo más complicado, un modelo lineal con tres factores , , y una respuesta, , sería (si todos los términos posibles son incluidos en el modelo):

(25)

Los tres términos con “ ” simples son los térmi-nos correspondientes a los efectos principales. Hay

tres términos de interacción de “dos vías” y 1 término de interacción de “tres vías” (que se omite aquí por simplicidad). Cuando los datos experimentales son analizados, todos los parámetros incógnita “ ” son estimados y los coeficientes de los términos “ ” se comprueban para ver si son signifi-cativamente diferentes de cero.

En este caso, se usa un modelo de segundo orden (o cuadrático). Este modelo se usa típicamente en super-ficies de respuesta DoE con curvatura esperada, y no incluye el término de interacción de tres formas pero añade tres términos más al modelo lineal, a saber:

(26)

Claramente, un modelo completo incluiría muchos términos con productos cruzados (o interacciones) implicando al cuadrado. Sin embargo, en general estos términos no son necesarios y, en este análisis DoE, estos términos se dejan fuera del modelo.Los siguientes tipos de parámetros son usados en un análisis DoE:

• Parámetros de entrada: Las propiedades elásticas del material (módulo de elasticidad y el de Poisson) han sido variadas de dos formas diferentes. Para el módulo de Poisson se ha adoptado una variación continua en el rango 0,35±10% siguiendo una va-riación lineal cuyo valor medio es el valor estadard. El módulo de elasticidad de la mezcla asfáltica se ha variado de una forma discreta, entre 4.000 y 6.500 MPa, con un incremento de 0,5 MPa (Norambuena-Contreras et al., 2010). Con respecto a las solici-taciones, se ha aplicado en forma de rampa una fuerza media de 11 kN, tal y como se ha llevado a cabo en los experimentos (Zamora-Barraza et al., 2010).

• Parámetros de salida: Se ha adoptado como varia-ble de estudio la amplitud de la grieta que se mide en el ensayo, para lo cual se han seleccionado los nodos en la posición más próxima al extensómetro en el modelo de elementos finitos, y se ha definido una función a partir de la diferencia de los despla-zamientos absolutos en la dirección global X.



4. Resultados y análisis

4.1 Ensayo dinámico

La amplitud de grieta registrada según el tiempo de ensayo se muestra en la Fig. 4. Analizando los valores obtenidos, se resuelve que la magnitud del esfuerzo se encontró dentro del orden de los 5,2 MPa, regis-trándose amplitudes de grietas con un mínimo de 0,001 mm y máximo de 1,3 mm. Estos resultados son coherentes si se comparan con el trabajo publicado por Zamora-Barraza et al., 2010.

Figura 4 Curva de amplitud de gr ieta registrada para el ensayo.

Además, analizando la tendencia de la curva mostrada en la Fig. 4 es posible identificar tres zonas caracte-rísticas:

• Zona I: corresponde a la zona del inicio del ensayo, con una variación lineal de la amplitud frente al número de ciclos (pendiente baja), en la cual la amplitud de grieta no es notoria. El límite de esta zona se alcanza cuando la amplitud de la defor-mación en la zona de interfase está próxima a 0,1 mm en los primeros 22.000 ciclos de carga. Esto puede deberse a una adaptación lenta del material frente a la solicitud cíclica de la carga.

• Zona II: es la zona de mayor pendiente de la curva y ocupa un menor tiempo de ensayo. Así, la ampli-tud de grieta se hace más rápida comparada con el intervalo anterior, pasando esta de una amplitud de 0,5 mm en el ciclo 23.000 a 1,16 mm al finali-

zar el ciclo 25.000, alcanzando de esta forma un incremento de la amplitud de grieta.

• Zona III: en esta se produce una disminución de la pendiente incrementando la deformación. Este fenómeno se corresponde con una velocidad de propagación alta, agrietándose la probeta hasta alcanzar los 1,3 mm al finalizar el ensayo (ciclo 30.000) provocándose la rotura de la probeta.

Finalmente, a medida que avanza el ensayo, las grietas por plastificación del material se acentúan y descien-den hasta encontrarse con una grieta mayor ascen-dente, formando así un sistema de equilibrio entre las compresiones de la probeta plastificada y las tracciones en la zona de interfase. A partir de este momento se comienza a generar la grieta de plastificación bajo carga cíclica en la cara superior de la probeta, provo-cando su rotura.

4.2 Simulación mediante MEF y DoE

Mediante el modelo de elementos finitos y la meto-dología basada en el diseño de experimentos DoE, se han obtenido los valores de respuesta de la amplitud de grieta en función de las propiedades elásticas de la mezcla asfáltica. El resultado de la superficie de res-puesta para la amplitud de grieta variando el módulo de elasticidad y de Poisson, se muestran en la Fig. 5. Se observa que los valores de amplitud de grieta obtenidos en la simulación por MEF manifiestan una tendencia lineal esperada. Es decir, que considerando las propiedades elásticas de la mezcla empleada, mó-dulo de elasticidad de 6.000 MPa y Poisson de 0,35 (Norambuena-Contreras et al., 2010), el valor de la amplitud de grieta calculado es de 0,0673 mm, valor comparable con la amplitud de grieta manifestada en el ciclo 21.000 del ensayo dinámico (Zona I de la Fig. 4).

De igual forma, en la Fig. 6 se muestran los resultados numéricos obtenidos de la simulación mediante MEF. Los valores de tensión de Von Mises mostrados en la Fig. 6(a) alcanzan un valor máximo de 4,9 MPa, que resulta ligeramente inferior al obtenido en el ensayo dinámico (5,2 MPa). Las Figs. 6(b) y 6(c) muestran los valores de la deformación direccional transversal representativos del ensayo dinámico y, la Fig. 6(d) re-presenta la forma en que se propaga la presión estática en el interior de la probeta de mezcla asfáltica, repre-sentación la cual no seria posible visualizar de no ser simulada mediante un programa de elementos finitos.



Figura 5 Superfi cie de respuesta de la amplitud de grieta en función de las propiedades elásticas de la mezcla asfáltica

densa.

Figura 6 Resultados numéricos mediante MEF: (a) Tensiones de von Mises en (Pa); (b) Deformación direccional transversal en (m); (c) Iso superfi cies de la deformación direccional

transversal en (m); (d) Iso superfi cies de la deformación direccional longitudinal en (m).



5. Conclusiones

Este trabajo logró establecer y aplicar una simulación numérica simplificada en un ensayo dinámico de mez-clas asfálticas, por medio del método de elementos finitos (MEF). Asimismo, se utilizó el diseño de expe-rimentos (DoE) permitiendo desarrollar un diseño de optimización potencialmente utilizable en la medición y evaluación de los parámetros de una mezcla asfál-tica densa (control de calidad y diseño estructural). En síntesis, las siguientes observaciones pueden ser establecidas sobre la base de este trabajo.

El ensayo dinámico descrito en este trabajo propor-ciona información valiosa en lo referente al comporta-miento esfuerzo-deformación de una mezcla asfáltica. También, se pueden obtener resultados mediante una curva de amplitud de grieta, pudiendo ser correla-cionada con modelos explícitos en un programa de elementos finitos.

Por otra parte, la realización y correlación de resul-tados entre el ensayo dinámico experimental y su simulación, permitió dar una aproximación numérica de los estados tensionales generados en el material ante la acción de una carga, sirviendo como ayuda complementaria al diseño y evaluación numérica de ensayos reales.

La metodología basada en el diseño de experimentos DoE, permitió conocer la influencia de los parámetros constitutivos del material sobre el comportamiento estructural de la mezcla, presentan un ajuste signifi-cativo en comparación a los resultados experimentales extraídos del ensayo en laboratorio.

Finalmente y aunque la metodología numérica pre-sentada en este trabajo se centró en la simulación de una mezcla asfáltica densa, más variedades de mezclas asfálticas deben de ser consideradas para demostrar su aplicabilidad general.

Agradecimientos

Sus autores desean agradecer el apoyo brindado por el Departamento de Construcción de la Universidad de Oviedo, el Grupo de Investigación GITECO y Grupo de Caminos Santander (GCS) de la Universidad de Cantabria. Además, también agradecer a Swanson Ltda. por el empleo del programa ANSYS Worbench Universitario en su entorno de simulación. Finalmente, agradecer al Programa de Formación del Profesorado Universitario (FPU) del Ministerio de Ciencia e Innova-ción de España, la beca otorgada al primer firmante.

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Analysis of architects’

job satisfaction in the

construction sector of the

basque country region

Análisis de la satisfacción laboral de los arquitectos técnicos en el sector de la construcción de la Comunidad Autónoma del País Vasco

Autores

CANTONNET, Mª L. Universidad del País Vasco. Escuela Universitaria Politécnica de Donostia – San Sebastián. 20018 Donostia – San SebastiánTel: [email protected]

Fecha de recepción


6/4/2011

2/7/2011

IRADI, J. Universidad del País Vasco. Escuela Universitaria Politécnica de Donostia – San Sebastián.

LARREA, A. Universidad del País Vasco. Escuela Universitaria Politécnica de Donostia – San Sebastián.

ALDASORO, J.C Universidad del País Vasco. Escuela Universitaria Politécnica de Donostia – San Sebastián.


[]Cantonnet, Mª L. -Iradi, J. - Larrea, A. - Aldasoro, J.C

Abstract

Resumen El análisis de la satisfacción laboral es una variable escasamente estudiada en el sector de la construcción. Este trabajo pretende suplir dicha carencia y conocer en qué medida la satisfacción laboral de los Arquitectos Técnicos per-tenecientes al citado sector está carac-terizada y determinada por diferentes variables consideradas como origina-doras de riesgos de origen psicosocial.La metodología empleada ha consistido en una muestra no probabilística de Ar-quitectos Técnicos del País Vasco a los que se ha entrevistado mediante el uso de un cuestionario semiestructurado.Los resultados muestran que los Arqui-tectos Técnicos más satisfechos labo-ralmente son aquellos que desarrollan

The analysis of job satisfaction is a poorly studied variable in the construction industry. This paper aims to fill this gap, and to understand the different variables considered as risk originators of psychosocial origin that influence on job satisfaction of the Architects in the construction sector of the Basque Country (Spain).The methodology has been to develop a nonrandom sample o f Basque Architects who were interviewed using a semistructured questionnaire.Results are that workers that develop a job that matches with their level of

education and work experience have a greater job satisfaction. Moreover, the level of satisfaction seems to be directly related to the level of influence over working hours, role clarity, social support at work and a better quality of leadership.It can be concluded. in order to achieve job satisfaction of workers, companies in the construction sector should adapt, from the standpoint of gender, work environments and provide ongoing training to promote the development of people at work.

un trabajo que se corresponde con su categoría profesional. Por otra parte, el nivel de satisfacción parece estar di-rectamente relacionado con el nivel de influencia sobre el tiempo de trabajo, la claridad de rol, el apoyo social en el trabajo y la mejor calidad del liderazgo.Puede concluirse que es necesario ade-cuar, desde el punto de vista de género, los entornos de trabajo de las empresas del sector de la construcción y dar una formación continua para promover el desarrollo de las personas en el trabajo serían dos de las actuaciones a desarro-llar por parte de las empresas en aras a la consecución de una mejora de la satisfacción laboral de los trabajadores.

Key words: Occupational hazards; Job satisfaction; Qualitative research.

Palabras clave: Riesgos laborales; Satisfacción laboral; Investigación cualitativa.

[18 ] Revista de la ConstrucciónVolumen 10 No 2 - 2011

páginas: 16 - 25 ]Cantonnet, Mª L. -Iradi, J. - Larrea, A. - Aldasoro, J.C

Introducción

En el ámbito del territorio español, la medición de la satisfacción laboral en el sector de la construcción ha sido una variable raras veces analizada hasta la fecha. Se encuentran algunas referencias a estudios sobre esta materia, como la tesis doctoral presentada por Navarro (2008) acerca de la satisfacción laboral de los técnicos de la Edificación en Valencia y los trabajos publicados a raíz de dicha tesis de Navarro (Navarro E., Llinares C. y Montanana, A. 2010).

Los estudios realizados en esta área en otros países se han dirigido, haciendo uso tanto de una metodología cuantitativa como cualitativa, a investigar el nivel de satisfacción laboral de los diferentes colectivos que componen el sector de la construcción: la mano de obra directa y la indirecta. En este sentido son desta-cables el estudio realizado por Gilbert y Walker (2001) acerca del personal de oficina y directivo en Australia (de cuello blanco); el presentado por Lingard y Francis (2004) también en Australia tanto sobre el personal de oficina y de obra de manera conjunta; el realizado por los autores Asad y Dainty (2005) en el Reino Unido; así como el elaborado por Bowen, Cattell, Distiller y Edwards, P. (2008) en Sudáfrica sobre el personal de mano de obra indirecta.

La medición de la satisfacción laboral puede conside-rarse como una variable de especial relevancia por la relación que tiene con la productividad. Parker et al. (2003), encontraron evidencias de que el clima laboral estaba relacionado con el rendimiento laboral, y las variables de la satisfacción laboral y la actitud hacia el trabajo (compromiso e involucración en el trabajo) ac-tuaban como variables moduladoras en dicho modelo.

No obstante, según señalan Spector (2006) y Muchins-ky (2000), el análisis de la satisfacción laboral puede permitir a la organización o empresa mejorar ciertos ratios de dirección de personas como son la rotación persona/puesto, reducir las actividades de protesta, reducir el ausentismo, mejorar el comportamiento cí-vico en la empresa y mejorar el desempeño de la tarea.

La satisfacción laboral es una variable que muestra una heterogeneidad en las definiciones que se aportan desde la literatura científica, existiendo una amplia gama de acepciones que pueden utilizarse para realizar estudios empíricos. Algunos autores como Muchins-ky (2000), desde un enfoque unidimensional, hacen hincapié en el aspecto emocional de la satisfacción laboral entendiéndola como “el grado de placer que el empleado obtiene de su trabajo”; sin embargo, Bravo, Peiró y Rodríguez (2002) definen la satisfacción laboral como “una actitud o conjunto de actitudes desarro-lladas por la persona hacia su situación de trabajo”. No obstante, no debe confundirse la actitud hacia el trabajo Bowen et al. (2008), que es la motivación, con la satisfacción laboral, que es el resultado del com-portamiento llevado a cabo en el puesto de trabajo.

Por otra parte, y desde una perspectiva multidimen-sional, la satisfacción laboral está estrechamente re-lacionada con las condiciones de trabajo y de empleo que componen la calidad de vida laboral, Somarriba, Merino, Ramos y Negro (2010).



Figura 1 Indicadores que determinan la satisfacción laboralFuente: Elaboración propia a partir del artículo “Work Quality and Job Satisfaction in Europe

and in Spain”. Negro, Ramos, Somarriba y Merino (2008).

CONDICIONES DE TRABAJO:• Percepción trabajo aburrido o no• Autonomía orden tareas• Autonomía método trabajo• Autonomía en el ritmo• Tareas repetitivas o no• Trabajar a plazos• Exigencia de trabajar con rapidez• Posibilidad utilizar habilidades• Trabajar en equipo• Trabajar insalubre o peligroso• Tareas estresantes• Sentirse en el trabajo como en casa

CONDICIONES DE EMPLEO:• Tipo de jornada laboral• Contrato indefinido o eventual• Riesgo de perder el trabajo• Posibilidades de promoción• Satisfacción con la retribución

SATISFACCIÓN LABORAL

CALIDAD DEVIDA LABORAL

La percepción que el trabajador tenga acerca de las cuestiones que definen tanto las condiciones de tra-bajo como de empleo darán como resultado un nivel de satisfacción laboral determinado. La satisfacción laboral es considerada por algunos autores como un indicador de calidad. Aunque se trata de un indicador de carácter subjetivo, la satisfacción laboral puede ser entendida como la suma de factores objetivos y subje-tivos, ya que, como señalan Castillo y Prieto (1990), la satisfacción no es una simple suma de componentes independientes sino una combinación de estos que interaccionan entre sí y de los cuales cada individuo tiene su valoración propia y diferenciada.

Objetivos y metodología empleada

La presente investigación se centra en el análisis de la satisfacción laboral de los Arquitectos Técnicos que de-sarrollan su trabajo en el ámbito de la construcción en empresas del País Vasco y su relación con variables de riesgo psicosocial. Para ello, se ha procedido a realizar una selección previa de las variables contenidas en el método ISTAS-21 (herramienta de riesgos laborales de

naturaleza psicosocial que fundamenta una metodo-logía para la prevenció n e identificación de áreas de trabajo que necesitan ser mejoradas), con relación a la relevancia observada en trabajos anteriores sobre el grado de importancia de estas en el sector de actividad de la construcción.

Los objetivos específicos que se formulan para el de-sarrollo de este trabajo son los siguientes:

I. Elaborar perfiles de personas en función de su percepción de los riesgos de origen psicosocial y su nivel de satisfacción laboral considerando las características sociodemográficas del colectivo estudiado: sexo, grupo de edad, antigüedad en la empresa y tipo de contrato.

II. Analizar la relación de la satisfacción laboral, con variables como la Claridad de Rol, el Control sobre el Tiempo de Trabajo, la Influencia sobre el Tiempo de Trabajo, el Apoyo Social, las Posibilidades de Desarrollo en el Trabajo, el Estrés y el Estado de Salud percibido.



El universo de estudio se compone de Arquitectos Técnicos que desarrollan su actividad en empresas del sector de la construcción, bien en oficina técnica y/o en obra. El tamaño de dicho universo es de 206 personas, de las que se ha obtenido una muestra no probabilística de tipo exploratorio de 60 personas. La dimensión temporal en el que se llevó a cabo el trabajo de campo fue entre los meses de septiembre y diciembre de 2010, mientras que el proyecto tuvo una duración global de 7 meses de duración.

La metodología empleada en la presente investiga-ción ha sido cuantitativa. Para analizar la satisfacción laboral se ha utilizado la escala de Setterlind y Larson (1995), incluida en el Manual para la Evaluación de Riesgos Psicosociales de ISTAS 21, obteniéndose un índice de fiabilidad muy alto con un coeficiente de Cronbach α=0,865 en la variable de la Satisfacción Laboral. Esta variable se compone de cuatro ítemes (satisfacción en cuanto a perspectivas laborales, satis-facción en cuanto a condiciones ambientales de traba-jo, satisfacción en cuanto al grado en que se emplean sus capacidades y satisfacción en cuanto al trabajo). En todas las variables estudiadas se han obtenido ín-dices de fiabilidad satisfactorios (α de Cronbach), tales como; Claridad de Rol (coeficiente α=0,836), Control sobre el Tiempo de Trabajo (coeficiente α =0,694), Influencia sobre el Tiempo de Trabajo (coeficienteα =0,758), Apoyo Social (coeficiente α =0,778), Posibi-lidad de Desarrollo en el Trabajo (coeficiente α =0,154) y el Estrés (coeficiente α =0,843).

El estudio se ha desarrollado en las siguientes etapas: en una primera etapa, se ha llamado telefónicamente a personas componentes de la población de estudio para explicarles los objetivos e interés de la investigación, en una segunda etapa se ha procedido a enviar por correo electrónico el cuestionario elaborado ad hoc, en una tercera etapa se han revisado y depurado los cues-tionarios recibidos, eliminando aquellos cuestionarios incompletos o defectuosamente cumplimentados, y en la cuarta etapa, se han tratado los datos mediante el paquete estadístico SPSS 17.0.

El tratamiento estadístico de los datos recogidos se ha realizado mediante la elaboración de estadísticos des-criptivos (medias, desviaciones típicas, porcentajes), el contraste de medias (ANOVA) y correlaciones de Pearson entre las variables contenidas en el presente trabajo. Se presentan a continuación los resultados del nivel de satisfacción general mediante el contraste de medias (ANOVA) con las variables sexo, grupos de edad, tipo de contrato, categoría profesional reco-

nocida, antigüedad en la empresa y correlaciones de Pearson con variables como influencia sobre el tiem-po de trabajo, la claridad de rol, apoyo social en el trabajo, calidad del liderazgo, estrés, posibilidades de promoción en el trabajo, posibilidades de establecer relaciones sociales en el trabajo y percepción de la salud en general.

Características de la muestra

Las características de la muestra obtenida han sido las siguientes: la muestra analizada se compone de 56,9% de mujeres y de 43,1% de hombres.

Figura 2 Clasifi cación de la muestra por grupo de edad

60,78%

31,37%

7,84%

60,0%

40,0%

20,0%

0,0%Menos de 26 años Entre 26 y 35

añosEntre 36 y 45

años

Porc

enta

je

Edad

Tal como se aprecia en el gráfico 1, el 60,8% de la muestra está comprendida en el grupo de menores de 26 años, el 31,4% entre 26 y 35 años. Por tanto, el 92% de las personas que han contestado a la en-cuesta es menor de 35 años. Esto se debe a que la casi totalidad de los encuestados han cursado sus estudios de Arquitectura Técnica en la Escuela Universitaria Po-litécnica de Donostia-San Sebastián y dichos estudios empezaron a impartirse en el año 2002.

De las personas que componen la muestra, el 2% de los entrevistados son trabajadores autónomos, el 42% son temporales, el 24% son temporales con contrato de formación y el 32% tienen contrato indefinido.



Resultados

El nivel de satisfacción general de los Arquitectos Téc-nicos encuestados es muy satisfactorio de tal manera que el 78% de de ellos se considera bastante o muy satisfecho con su puesto de trabajo.

Tabla 1 La satisfacción laboral en general (%)

PorcentajePorcentaje acumulado

1-2 (Poco satisfechos) 22 22

3 (Medianamente satisfechos)

44 66

4-5 (Bastante y muy satisfechos)

34 100

Satisfacción Laboral por Sexo

El nivel de satisfacción general respecto al trabajo que se desempeña en la empresa, ha sido de 3,5 en una escala de 1 a 5. No obstante, se han observado diferencias entre hombres y mujeres, siendo los hom-bres quienes muestran un mayor nivel de satisfacción general (3,7) que las mujeres (3,3).

Tabla 2 Medias de la satisfacción laboral por sexo y niveles de signifi catividad)

Hombres Mujeres F Sig.

Perspectivas laborales 3,66 3,33 1,339 0,253

Condiciones ambientales

3,79 3,05 9,638 0,003

Utilización de capacidades

3,66 3,43 0.947 0,335

Satisfacción laboral general

3,70 3,3 3,864 0,050

Los hombres y las mujeres valoran de diferente manera la satisfacción en cuanto a las condiciones ambienta-les. Los hombres están más satisfechos que las mujeres tal como puede observarse en la tabla 2.

Satisfacción Laboral por grupos de edad:

De los resultados obtenidos se desprende que la Edad no es una variable que incida en los niveles de satis-facción de las personas encuestadas. No se encuentran influencias significativas en ninguno de los cuatro ítemes analizados (perspectivas laborales, condiciones ambientales, grado en el que se emplean sus capacida-des y satisfacción en cuanto al trabajo en general) tal como reflejan los resultados expuestos en la tabla 3.

Tabla 3 La satisfacción laboral por grupos de edad (medias)

Edad Media Desv. típ.

Menos de 26 años 3,5726 ,78579

Entre 26 y 35 años 3,5156 ,67988

Entre 36 y 45 años 3,5833 1,37689

Total 3,5550 ,77310

Satisfacción Laboral según el tipo de contrato o relación laboral

Tabla 4 Distribución del nivel de satisfacción con respecto a los factores que componen la satisfacción

laboral por tipo de contrato (Cuartiles).

1er cuartil

Mediana 3er cuartil

Perspectivas laborales

Contrato temporal

3,00 4,00 4,00

Contrato indefinido

3,00 3,50 5,00

Condiciones ambientales

Contrato temporal

3,00 4,00 4,00

Contrato indefinido

3,00 3,50 5,00

Utilización de capacidades

Contrato temporal

3,00 4,00 4,00

Contrato indefinido

3,00 3,00 4,75

Satisfacción general

Contrato temporal

3,37 3,37 4,00

Contrato indefinido

2,87 3,50 4,25



En cuanto a la satisfacción laboral en función de tipo de trabajo, en el estudio de cuartiles se observa que en todos los casos las personas que tienen contrato

indefinido se muestran ligeramente más satisfechas que las personas que tienen contrato temporal.

Satisfacción Laboral según la categoría profesional reconocida

Tabla 5 Análisis de medias de satisfacción en función de la adecuación del trabajo a la categoría profesional (Anova).Fuente: elaboración propia

Por debajo de la categoría profesional

Por encima de la categoría profesional

Se adecua F Sig.

Perspectivas laborales 2,00 3,25 3,86 4,321 0,010

Condiciones ambientales 3,00 3,00 3,89 5,758 0,002

Utilización de capacidades 2,00 3,38 3,82 4,764 0,006

Satisfacción general 2,00 3,38 4,00 6,869 0,001

La adecuación del puesto de trabajo incide en la satisfacción laboral tal como puede observarse en los datos de la tabla 5. Cuando el puesto de trabajo se adecua a la categoría laboral el nivel de satisfacción laborales más alto que en los casos en los que no se adecua. El menor nivel de satisfacción se encuentra en las personas en las que su puesto de trabajo está por debajo de su categoría laboral.

Satisfacción Laboral según la antigüedad en la empresa

Tabla 6 Análisis de medias de satisfacción en función de la antigüedad en la empresa (Anova).Fuente: elaboración propia

Menos de 2 años 2 a 5 años Más de 5 años F Sig.

Perspectivas laborales 3,44 3,63 4,00 0,440 0,646

Condiciones ambientales 3,41 3,44 5,00 3,179 0,050

Utilización de capacidades 3,44 3,75 4,00 1,100 0,341

Satisfacción general 3,63 3,69 4.00 0,148 0,863

Las personas que llevan más años en la empresa mues-tran un mayor nivel de satisfacción general respecto a las personas que llevan menos años. Por otra parte, se observan diferencias significativas en cuanto a la satisfacción con respecto a las condiciones ambientales de trabajo; cuanto mayor es la antigüedad en la em-presa mayor es el nivel de satisfacción de dicho factor.

Correlaciones entre la satisfacción general y otras variables

La satisfacción laboral considerada como variable que agrupa los ítemes (satisfacción en cuanto a perspec-tivas laborales, satisfacción en cuanto a condiciones ambientales de trabajo, satisfacción en cuanto al grado en que emplean sus capacidades y satisfacción en cuanto al trabajo) presenta las siguientes correla-ciones significativas:



1) Correlaciones proporcionales y positivas:

Estos resultados muestran que en el nivel de satis-facción laboral está influido de manera directa con el hecho de que el trabajador conozca con claridad cuáles son las funciones y competencias que debe desarro-llar, que pueda desempeñar sus funciones pudiendo tener libertad para distribuirlas de manera autónoma durante su jornada laboral, que cuente con ayuda por parte de compañeros y jefes a la hora de resolver los problemas que se le presentan y que la relación que mantiene con sus superiores directos sea considerada como adecuada para poder llevar a cabo con cierto éxito sus objetivos.

Tabla 7 Correlaciones R de Pearson signifi cativas y directas y su nivel de signifi cación.

Fuente: elaboración propia

Variable Pearson R2 Sig. (bilateral)

Influencia sobre el tiempo de trabajo

0,446 0,001

Claridad de rol 0,428 0,002

Apoyo social en el trabajo 0,556 0,000

Calidad del liderazgo 0,452 0,001

2) Correlaciones proporcionales y de carácter inverso:

Las variables incluidas en este apartado (síntomas conductuales, somáticos y cognitivos de estrés) po-nen de manifiesto que un incremento de las mismas provoca una disminución de la satisfacción laboral de los Arquitectos Técnicos encuestados.

Tabla 8 Correlaciones R de Pearson signifi cativas e inversas y su nivel de signifi cación.


Variable Pearson R2

Sig. (bilateral)

Síntomas conductuales de estrés -0,440 0,001

Síntomas somáticos de estrés -0,482 0,000

Síntomas cognitivos de estrés -0,315 0,026

Estrés general -0,490 0,000

3) Variables con las que no existe ninguna corre-lación significativa:

La salud general del trabajador, el control del tiempo de trabajo, las posibilidades de desarrollo y las posi-bilidades de relación social son las variables que no presentan una correlación significativa con la satisfac-ción laboral de los Arquitectos Técnicos encuestados.

Tabla 9 Correlaciones R de Pearson no signifi cativas y su nivel de signifi cación.


Variable Pearson R2

Sig. (bilateral)

Salud general 0,124 0,392

Control sobre el tiempo de trabajo

0,183 0,208

Posibilidades de desarrollo en el trabajo

0,200 0,164

Posibilidades de relación social en el trabajo

0,259 0,069

Discusión y conclusiones

Podemos concluir que los Arquitectos Técnicos del sector de la construcción de la Comunidad Autónoma del País Vasco están en su gran mayoría satisfechos con su puesto de trabajo (78% de los encuestados).

En el estudio realizado, el factor determinante en la percepción que los trabajadores tienen sobre la satisfacción laboral es el tipo de categoría que tienen reconocida; siendo el nivel de satisfacción general que tienen las personas que realizan trabajos por debajo de su categoría profesional muy bajo.

El perfil de Arquitecto Técnico que trabaja en el sector de la construcción de la Comunidad Autónoma del País Vasco y que está satisfecho con su puesto de trabajo se correspondería con el de un hombre que tiene una categoría profesional reconocida acorde con su formación, que cuenta con una claridad de rol para el desempeño de su puesto de trabajo, con apoyo social en el mismo y con un liderazgo de calidad por parte de sus superiores.



Las mujeres presentan menores niveles de satisfacción general que los hombres y un menor nivel de satis-facción respecto a las condiciones ambientales (ruido, iluminación, espacio, ventilación, temperatura;…).

De los resultados obtenidos en este estudio las líneas de mejora/actuaciones a realizar serían las siguientes:

Realizar evaluaciones de riesgos en las empresas del sector de la construcción, no únicamente de riesgos físicos, sino de riesgos psicosociales; para ello es nece-sario concienciar a los directivos de las organizaciones de la importancia de realizar dichas evaluaciones.

Adecuar, desde el punto de vista de género, los entor-nos de trabajo, debido a que este sector está experi-mentando una paulatina integración de la mujer en el sector. Según la última encuesta publicada del Eustat (Instituto Vasco de Estadística, 2010), correspondiente al año 2008, las mujeres suponen el 8,17% del total (7.882 mujeres) de personas que trabajan en el sector de la Construcción de la Comunidad Autónoma del País Vasco, cuando en el año 2000 representaban el 5,47% (3780 mujeres).

Tabla 10 Evolución de mujeres empleadas en el sector de la Construcción en la Comunidad Autónoma del País

Vasco, período 2000-2008.

C.A. de Euskadi

Total Hombres Mujeres Mujeres %

2000 69.155 65.375 3.780 5,47

2001 75.790 71.274 4.516 5,96

2002 81.118 75.855 5.263 6,49

2003 86.353 80.544 5.809 6,73

2004 90.774 84.140 6.634 7,31

2005 93.176 86.374 6.802 7,30

2006 96.312 89.195 7.117 7,39

2007 101.437 91.461 9.976 9,83

2008 96.406 88.524 7.882 8,18

Adecuar el trabajo que realizan las personas a su categoría profesional, y dar una formación continua para promover el desarrollo de las personas en el tra-bajo. Tal como ha quedado reflejado en este estudio, la no adecuación del puesto de trabajo a la categoría profesional genera insatisfacción laboral, y esta a su vez conlleva una falta de motivación en el desarrollo del trabajo.



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Analysis of the energy

performance in a set of

multifunctional buildings.

Case of study University

Campus

Análisis del comportamiento energético en un conjunto de edifi cios multifuncionales.Caso de estudio Campus Universitario

Autores

VALDERRAMA, C. Doctorante, Laboratorio I2M, Universidad de BordeauxLaboratorio I2M y Nobatek, Plateau ECOCAMPUS / ENSAM - Esplanade des Arts et Métiers / 33405 TALENCE Cedex - [email protected]

Fecha de recepción


20/3/2011

3/7/2011

COHEN, A. Ingeniero, Dirección del Patrimonio Inmobiliario,Universidad de BordeauxDirección del Patrimonio Inmobiliario, 351 Cours de la Liberation / 33405 TALENCE Cedex – France

LAGIERE, P. Responsable científico de NovatekLaboratorio I2M y Nobatek, Plateau ECOCAMPUS / ENSAM - Esplanade des Arts et Métiers / 33405 TALENCE Cedex - France

PUIGGALI, J.R. profesor, Laboratorio I2M, Universidad de Bordeaux.Laboratorio I2M y Nobatek, Plateau ECOCAMPUS / ENSAM - Esplanade des Arts et Métiers / 33405 TALENCE Cedex - France


[]Valderrama, C. - Cohen, A. - Lagiere, P. - Puiggali, J.R.

Abstract

Resumen Cual sea el país, un campus universi-tario es un lugar compuesto por una diversidad de elementos, distintos usos, distintos edificios, distintos perfiles de ocupación. El campus universitario que sostiene nuestra reflexión es el campus de Ciencias y Tecnologías de la Uni-versidad de Bordeaux. Este campus ha hecho un sinnúmero de esfuerzos por responder a las interrogaciones sobre el desarrollo durable, como por ejemplo la puesta en marcha de las calderas a leña, a gas y la cogeneración, pero a la que se le ha sumado hoy día una indispensable reflexión sobre el patrimonio construi-do, esencialmente en los años 60, como

Whatever the country, a university campus is a place composed of a diversity of elements, different uses, d i f ferent bu i ld ings and d i f ferent occupation profi les. The university campus that supports our reflections is The Sc iences and Technologies University of Bordeaux. This campus has made many efforts to answer questions on sustainable development, such as the implementation of wood and gas fired boilers and cogeneration plant. Today, an indispensable reflection is also being made on the electrical and

gas distribution system of the campus heritage built in the 60’s as the annual energy (electricity and gas) bill reaches the 2 million euros and it is increasing every year (around 6%). In this paper, the energy performance of the system will be studied on a time, a global and a local scale. The energy performance of the distribution system and the different behaviors of the users will therefore be considered so as to deliver first elements such as the climate factors and a global vision to the management department.

sobre la gestión de recursos en el cam-pus, en donde la factura energética lle-ga a los 2 millones de euros anuales en electricidad y gas y en aumento todos los años (aproximadamente un 6%). Es así como en este artículo serán estu-diados en una dimensión temporal, en una escala global y en una escala local el comportamiento energético tanto de sus recursos, como así de sus usuarios, entregando los primeros elementos a considerar en la Gestión, como los son los factores climáticos, pero además en-tregando la visión del comportamiento de la diversidad de usuarios.

Key words: energy, management, occupancy profile.

Palabras clave: energía, gestión, perfil de ocupación.


páginas: 26 - 39 ]Valderrama, C. - Cohen, A. - Lagiere, P. - Puiggali, J.R.

1. Introducción

La problemática energética es un problema actualmen-te ineludible y la contribución antrópica del vertido de los gases de efecto invernadero, indiscutible.

A partir del Protocolo de Kioto, Francia se apropió del factor 4 dividiendo por 4 sus emisiones de gases de efecto invernadero de aquí al 2050. Este objetivo fue sucesivamente inscrito en su: “Estrategia nacional de desarrollo durable” (junio 2003), Plan Clima (julio 2004), luego en la Ley que fija las orientaciones de su política energética (julio 2005), con la confirmación en el 2007, en la Grenelle del medio ambiente.

De manera general el sector terciario, en donde se encuentran los campus universitarios, está en conti-nua expansión desde una decena de años y sin una importante inversión sobre la mejora y mantención de lo existente, el patrimonio inmobiliario universitario, evaluado en cerca de 13 millones de m² construidos (superficie útil) y con un consumo anual energético de 3.905.500 MWh EP1, necesita hoy día de renovaciones. Una encuesta realizada por la fundación Fondaterra y Caisse des Dépots et Consignations (2009) permitió establecer los radios medios regionales del desempeño energético, los que fluctúan entre los 208 y 371kWh EP/m².año, y en la Región de Aquitania de 325 kWh EP/m².año.

Para acompañar la evolución del patrimonio universi-tario, el Estado francés lanzó en el 2008 un plan de renovación (La Operación Campus) al que está aso-ciada la Universidad de Bordeaux con la voluntad de construir un sitio piloto de Campus durable, que podrá hacer evolucionar a los edificios renovados en materia de calidad medioambiental y mix energético (NOBATEK et al., 2010), utilización de energías renovables y la optimización de equipamientos energéticos.

Paralelamente a este plan se hace necesario un en-foque educativo que haga desaparecer las conductas energéticas obsoletas y un enfoque de heterogenei-dad, relacionado al contexto geográfico, climático y cultural y por otro lado los diferentes tipos de usos (docencia, investigación, otros) (O Gallachoir et al., 2007), distintos niveles de agrupación (individual, conjunto), distintos datos físicos (tamaño, superficie) (Davis y Nutter, 2010) y finalmente los factores psi-cológicos (confort y comportamiento) (Hwang et al. 2006 y CAO et al., 2010).

1 EP: energía primaria disponible en la naturaleza sin ser trans-formada, En Francia 2,58 EP = Energía Final.

En este contexto una reflexión interna está siendo rea-lizada por la Dirección del Patrimonio Inmobiliario (DPI) y un equipo de investigación (Laboratorio I2M) sobre las prácticas energéticas. Estas prácticas y conductas se traducen de manera simple al importante consumo y facturas elevadas que interrogan (aprox. 1 millón de euros anuales en energía eléctrica y otro millón en gas), debido a la constante política de “laissez-aller, laissez-faire” (dejar ir, dejar hacer) (BONNET et al., 2002 y ROTURIER et al. 1999), sobre el comportamien-to, el uso del patrimonio construido y el cumplimiento de las expectativas de los usuarios.

El presente artículo tiene por objetivo caracterizar el comportamiento energético del Campus Principal de la Universidad, a partir de la visión global del consu-mo, basado en un análisis descriptivo de los datos recopilados en sus distintas entidades, teniendo en cuenta el enfoque de heterogeneidad, tanto en los es-cenarios de ocupación, las diferentes funcionalidades que cumple y el contexto geográfico y climático en el que se inscribe, analizando las diferentes visiones de conjunto y de unidad.

2. Metodología

El análisis se dividió en dos visiones, la del campus y la visión individual (un edificio tipo) y de cómo la com-prensión de su funcionamiento, entrega respuestas para la gestión del conjunto global.

El estudio se realizó sobre el patrimonio construido del campus principal de la UBx1, con una superficie útil de 143.800 m² (36 edificios) en una área de 120 hectáreas (lista proporcionada por la DPI) y sobre la base de datos del consumo de energía (información principalmente de facturas de los contratos de gas, de electricidad y abastecimiento de leña), de los años 2008, 2009 y 2010.

Primera Parte: Descripción del perímetro del estudio: instalaciones y consumos

Esta consistió en la recopilación de datos e informa-ción de utilización y funcionamiento de los recursos energéticos, es decir, la producción de la cogenera-ción, de la caldera a leña, de gas y el abastecimiento de electricidad.

Paralelamente, la creación de la base de datos de los consumos a partir de la facturación mensual de los recursos, de los datos meteorológicos de la ciudad de Bordeaux y de los datos de usos del campus.



Segunda Parte: Análisis de la información

En esta fueron analizadas los valores del consumo fac-turado de la energía térmica producida por la caldera a leña y de gas y de la energía eléctrica consumida y facturada, relacionando su comportamiento con las variables meteorológicas elegidas: Humedad Relati-va, Velocidad del viento, Temperatura Media y DJU (Degrée Jour Unifié)2, en donde estas dos últimas han servido además para el análisis de tendencia y división de los periodos de estudio (información recuperada de la estación meteorológica de Bordeaux) y los datos sobre la ocupación, cuya base fue realizada a partir del calendario universitario, eligiendo los siguientes escenarios e hipótesis de ocupación:

- durante el periodo normal de clases: ocupación del 100% (los estudiantes y personal están presentes).

- durante el periodo de exámenes: personal 100% presente en los edificios administrativos y labora-torios de investigación, sin embargo la presencia de los estudiantes disminuye, por lo que la tasa de ocupación alcanza un 75%

- finalmente durante los diferentes periodos de va-caciones: no hay estudiantes, los edificios ad-ministrativos han cerrado y solo existen algunos laboratorios de investigación funcionando, por lo que la tasa de ocupación cae a un 25%.

Para realizar la correlación, se eligió la siguiente re-lación:

En donde es el valor buscado, son las variaciones estándar para los valores , y final-mente la media de estas variables. A partir de esta ecuación relacionamos la base de datos de e asociadas a las variables, independientes « » (variables meteorológicas y de ocupación) y depen-dientes « » (energía térmica producida por la caldera a leña y de gas y la energía de electricidad consumida y facturada, considerando la presencia estacional de la cogeneración).

Tercera Parte: Curvas de tendencia del comportamiento global

Análisis del sobreconsumo de electricidad, en función a la temperatura media, para visualizar las prime-ras tendencias y conocer el rendimiento y perfil de comportamiento a nivel global. Sobreconsumo que tiene sus orígenes en la variabilidad del contrato de abastecimiento de electricidad, es decir una base de potencia contrata y una distinción entre el periodo de invierno y verano.

Finalmente se analizó para el año 2008 el comporta-miento semanal de las curvas de consumo eléctrico en los tres grupos de meses.

Cuarta Parte: Análisis del comportamiento local

Finalmente, los datos de electricidad, son analizados con una herramienta de gestión de recursos, llamada Yaltene ®, la que nos permitirá verificar las hipótesis del análisis global, pero a una escala de tiempo y de espacio más pequeña (Edificio de Investigación).

En el siguiente esquema (figuras n°1A y 1B) se indican las estructuras de interacción y las diferentes etapas del2 estudio.

2 Los Grados Días Unifi cados (DJU, “Dégrees Jour Unifi ées” sigla en francés): es un valor representativo de la desviación entre la temperatura de un día dado y el umbral de la temperatura preestablecida dependiendo del lugar (en Bordeaux es de 18° C).



Figura 1B Metodología del comportamiento global

Figura 1A Metodología del comportamiento global



3. Resultados

3.1 Contexto energético del Campus Principal de la Universidad de Ciencias y Tecnologías y climático de Bordeaux

3.1.1 Descripción de las instalaciones y del funcionamiento

El sistema centralizado de calefacción de la UBx1 (Fi-gura n° 2) comprende un cuarto de caldera principal con tres calderas de gas (cada una con 5.000 kW de potencia), donde, existe una que funciona todo el periodo invernal, otra menos del 2% del tiempo y la última, mixta (fuel y gas), concebida inicialmente para el funcionamiento alternado, nunca ha estado en funcionamiento.

A esta estructura se le añadió en 1999 una cogenera-ción a gas (con 1.260 kW de potencia), situada en el mismo recinto (motor eléctrico que recupera una parte del calor producido y lo convierte en electricidad por medio de un alternador). La cogeneración permite a

través de la modificación del recurso medio de tensión, reducir el nivel de abonamiento de EDF (Empresa de distribución de electricidad “Electricité de France”) de 2.300 kW3 a 1.900 kW (solo durante el periodo invernal, respetando así el contrato de abastecimiento de electricidad).

En febrero 2006 la instalación fue completada con la puesta en marcha de una caldera a leña (1.300 kW de potencia instalada), que alimenta preferentemente a la zona donde se ubican en su mayoría los edificios residenciales.

El sistema centralizado de calefacción alimenta de agua caliente al conjunto de edificios (143.800 m²) y en promedio posee una red de 6 km de cañerías Los ratios representativos de abastecimiento van desde, los 3,61 m²/kW en el caso de un edificio de docencia a 20,97 m²/kW en el caso de un edificio de investigación.

3 2300 kW potencia contratada en invierno de 2010 * SHON: superficie fuera de obra (superficie útil)

Figura 2 Esquema energético, recursos de producción y contexto físico de la Universidad de Ciencias y Tecnologías



Figura 3 Zonas de variación de la DJU y de la Temperatura Ambiente Media.

3.1.2 Base para el análisis: temperatura ambiente, DJU y ocupación

En esta parte se analizó la tendencia meteorológica de la ciudad de Bordeaux, la que permitió posteriormente agrupar el comportamiento mensual del consumo de energía térmica y de electricidad en tres grupos de meses tipo: verano, invierno y de transición (estaciones climáticas en Europa inversas que en América del Sur).

La primera curva obtenida (---) a partir de valores normalizados (21,5 °C enero 2010 valor diario máxi-mo encontrado durante los tres años de estudio) es la de la DJU. Al realizar el ordenamiento de los valores normalizados (todos positivos), y trazar la curva de tendencia, se encontraron dos puntos de inflexión, el primero entre los meses de septiembre y octubre iden-tificando así el primer grupo “Verano” y el segundo entre los meses de noviembre y febrero, identificando el tercer grupo “Invierno”, entremedio se ubicó el se-

gundo grupo “Transición” (meses de mayo, octubre, abril y noviembre). Como se observa en la figura n°3 la zona de variación (II II II II II) diaria de los grados días, es inestable: extremo izquierdo con menos de 10% de variación en relación al extremo derecho.

De la misma forma se trazó la curva de temperatura ambiente media (-·-·-), cuyo valor máximo de nor-malización fue de 36,7 °C (valor máximo, enero 2010), esta curva de tendencia también posee dos puntos de inflexión, al igual que la curva anterior, lo que permitió definir los mismos límites de agrupamiento de meses. Pero en su variación la diferencia no se produce en el tamaño, sino en su magnitud.

Finalmente para complementar la información de estas curvas se han dejado los valores normalizados del Por-centaje de Ocupación (valor máximo de normalización 74%, meses de marzo y octubre).

3.2 Análisis de las variables “climáticas” en el perfi l de consumo.

El objetivo de esta parte es exponer el grado de de-pendencia de los parámetros «consumo y facturación» del recurso energético, con las variables del clima, los que permitirán posteriormente priorizar los controles y tareas a realizar en la gestión energética de la Uni-versidad.

Para el análisis se ha utilizado la relación de covarianza descrita en la metodología y que permitió relacionar los parámetros de consumos y las variables climáticas y de ocupación:

- el % de ocupación cálculo de acuerdo a las hipó-tesis descritas en la metodología.

- la DJU es la suma mensual de las DJU diarias



- la Humedad Relativa (%) es la media mensual de las medias cotidianas

- la Temperatura Media (°C) es el promedio entre el promedio de la temperatura mínima y el promedio de la temperatura máxima

- la Velocidad del Viento (km/hr) es la velocidad media máxima.

3.2.1 Resultados de la energía térmica producida por la caldera a gas y la caldera a leña

Se observa que el comportamiento de gas y de la caldera a leña es casi idéntico y solo varía el valor numérico de la correlación. (Figura n° 4)

Figura 4 Relación entre la energía y las variables del problema

Energía producida por la caldera a gas

En este caso las variables más incidentes fueron la DJU (con un 98%) y la temperatura media (con un 95%), lo que es concordante con el comportamiento de la DJU, ya que si la temperatura disminuye la DJU aumenta y por lo tanto el consumo también.

No menos importante fueron la Velocidad del Viento (66%) y la Humedad Relativa (65%). Relación que se explica debido a que estas variables inciden en el comportamiento de los ocupantes, es decir, a una gran humedad y velocidad de viento fuerte, la sensación térmica disminuye y esto aumenta el consumo, por el aumento de la sensación de frío (Davis y Nutter, 2010).

La variable menos incidente fue la del % de ocupación

(46%) debido a que es el gestionario quien decide el funcionamiento de los radiadores.

Energía producida por la caldera a leña

Aquí las variables más incidentes fueron la DJU (86%) y la temperatura media (- 88%). Para las otras tres variables la relación fue parecida, es decir las % de Humedad Relativa, la Velocidad del Viento y el % de ocupación, los valores fueron de un 65%, 54% y 55% respectivamente.

Si bien la magnitud de estas variables es importante, no debemos olvidar que la producción energética de la caldera, en la realidad no está fuertemente condi-cionada a estas variables, debido a que el ideal es que independiente del comportamiento de las variables meteorológicas y de uso, durante la estación invernal, esta debe funcionar de forma constante y a su máxima producción para disminuir así el consumo de gas.

3.2.2 Resultados de la energía eléctrica

Antes de continuar se explicará el comportamiento energético de la electricidad, debido a que su contrato varía entre los meses de invierno y verano y también entre la electricidad consumida y facturada, por el aporte de energía que realiza la cogeneración.

Como se explicó en el Capítulo 1.1, durante los meses de invierno y de acuerdo al contrato eléctrico (enero, febrero, marzo, noviembre y diciembre) al recurso eléctrico de la universidad se le incorpora la cogene-ración que aporta aprox. 720 MWh mensuales, esta diferenciación separa el recurso eléctrico en dos com-portamientos: electricidad facturada (que entrega EDF 900 MWh) y la electricidad consumida (electricidad facturada + la producción interna de la cogeneración).

Electricidad Facturada

Como se observa en la figura n° 5, la variable más incidente es la temperatura media de 74%, por el contrario y como es coherente la DJU con un valor de - 80%.

Luego con un valor negativo también, las variables de % de ocupación con la menor relación (30%), y la Humedad Relativa y la Velocidad del Viento con valores de 43% y 56%, respectivamente.

En este análisis podemos deducir que los meses de verano tienen una fuerte incidencia en la electrici-dad facturada, debido a que cuando la temperatura aumenta, también lo hace la electricidad. Por lo que



es importante observar la relación con el % de Ocu-pación, ya que aunque solo sea un valor pequeño (-30%), existe y podemos deducir que se ponen en marcha dispositivos de climatización que tienen una fuerte incidencia en el consumo.

Electricidad consumida

Por el contrario en este caso todas las relaciones son positivas salvo la temperatura (-82%). Y es así como la variable más incidente es la DJU con un 80% y la más baja la Velocidad del viento con un 42%.

Una variación importante sufrió el % de ocupación de un -30% a un 60%. Lo que entrega los primeros índices de que son ellos los que demandan más con-sumo de electricidad debido a fallas en la calefacción (utilización de radiadores individuales).

Figura 6 Relación entre la energía y las variables del problema

3.3 Clasifi cación de las variables

A partir del análisis descrito por las figuras n° 4 y n° 5, hemos agrupado la relación del comportamiento energético en dos tipos de variables meteorológicas, las variables de sensación y las variables de compor-tamiento.

3.3.1 Variables de sensación

La Humedad Relativa y la Velocidad del Viento son variables de sensación que no están directamente relacionadas con el consumo, debido a que ellas im-

pactan fuertemente la variación de la temperatura de “Sensación” y poco o nada el comportamiento del funcionamiento de los recursos energéticos. Sin embargo estas repercutirán en el comportamiento de los usuarios, como por ejemplo:

- si una mañana de invierno la temperatura es de 0°C y no existe viento, la sensación de frío no será muy marcada, al contrario con un viento del orden de 40km/hr se percibirá una sensación térmica equivalente a -15 C;

- un día de verano sin viento y con una humedad relativa elevada, la evaporación es entonces baja, la sensación térmica aumenta y por consecuencia el usuario tenderá a utilizar la ventilación al máximo.

El mismo fenómeno se produce con la temperatura interior del edificio porque si al exterior la humedad relativa es baja y la velocidad del viento es grande, un edificio que no está correctamente aislado se enfriará más rápidamente que otro que sí lo esté. Esto hace que, para mantener la misma temperatura de confort interna, se consumirá más energía para la calefacción.

3.3.2 Variables de comportamiento

Estas variables se refieren a la Temperatura Media y la DJU bajo dos contextos:

- un contexto técnico, es decir cuando la temperatu-ra desciende y entonces la DJU aumenta, el servicio de gestión de la universidad da el comienzo a la temporada de calefacción

- un contexto de usuarios, debido a cuando la tem-peratura baja y la DJU aumenta, o a la inversa y por consecuencia el estado de confort cambia, los usuarios harán funcionar sus propios medios de calefacción o de climatización.

3.4 Tendencias Globales

El régimen de ocupación de un edificio universitario ha sido un factor importante para comprender su comportamiento, considerando la diversidad de sus edificios (administración, docencia e investigación) y las especificidades que posee (horarios diferidos, dis-tintos usuarios, usos y comportamientos). Es por ello que durante el análisis hemos decidido descender en esquemas de ocupación (anual, mensual y semanal).



3.4.1 Comportamiento anual de los consumos de electricidad facturada y consumida según la temperatura media

La figura n° 6 muestra que independiente del cambio estacionario (a partir de los 12°C) el consumo de elec-tricidad total [▲+ ■] no muestra una disminución sig-nificativa, en promedio de 1.700.000 kWh a 1.400.000 kWh (solo un 17%), en comparación a la disminución que representa la ocupación de la universidad que baja de 66% a un 17% (49%). Lo que permite inferir, que existe un consumo base ligado al recurso informático de la universidad.

Para la electricidad facturada en cambio se observa más marcadamente el cambio estacionario, el con-sumo aumenta del orden de 600.000 kWh y luego como es normal posee el mismo comportamiento de la electricidad consumida al no existir el aporte de la cogeneración. Se constata también que a partir de los 18 °C (temperatura de referencia de la DJU), el comportamiento de los puntos es más irregular, lo que se puede explicar por una predominancia del comportamiento individual de los usuarios y los equi-pamientos de ventilación no administrados a nivel de la universidad.

Figura 6 Consumo de la electricidad facturada y consumida versus la temperatura media - años 2008, 2009 y 2010



3.4.2 Comportamiento mensual y semanal del consumo de la electricidad facturada según la ocupación

Basado nuevamente en la información de la figura n° 3, este análisis se realizó sobre los tres grupos de me-ses y las semanas son construidas sobre las medias de los días del mes y normalizadas a los valores máximos de esas medias.

Como se observa en la figura n° 7, en invierno, existen disminuciones significativas durante el fin de semana, en comparación a los otros dos grupos estudiados.

Para el grupo de transición el comportamiento es casi idéntico a los meses de enero y febrero, pero con un consumo importante (cerca del 95%) durante los días laborales y una baja significativa durante el fin de semana.

Finalmente para el grupo de verano se observa que el consumo se mantiene casi constante a lo largo de toda la semana, sobre todo para el mes de agosto en el que este consumo no baja del 60%, lo que nos permite deducir una vez más, que durante estos grupos de meses existe una base de consumo estable que nos interroga sobre el comportamiento de ocupación de la Universidad, ya

Figura 9 Tendencia semanal de electricidad facturada versus la ocupación - año 2008



que son los meses de vacaciones de estudiantes y del personal administrativo.

3.5 Para verifi car tendencias: Análisis a escala de tiempo y de espacio específi cas – Edifi cio de Investigación

Esta cuarta parte y fi nal, tuvo como objetivo corroborar el comportamiento global en términos energéticos de un conjunto universitario “heterogéneo”, con el comporta-miento individual de uno de sus edifi cios (Investigación). Y realizar el seguimiento a diferentes escalas de obser-vación, apoyados de una herramienta de seguimiento llamada Yaltene®.

El análisis comienza con una escala anual, que nos per-mitirá relacionar el consumo local con el comportamien-to global del campus, luego se desarrolla un análisis mensual y diario, para observar el cambio estacionario del comportamiento energético e inferir acerca del com-portamiento de los usuarios, como se observará en las fi guras n°8 y n°9.

De todos los tipos de edifi cios que forman parte del campus se eligió un edifi cio de Investigación, debido a que de los tres tipos existentes (docencia, administración e investigación), es el que posee gran diferencias en su estructura (recordar Figura n° 2 del capítulo 1.1), es decir sus edifi cios son los que tienen más diferencias de años de construcción (años 60 y esta última década), las su-perfi cies construidas son diferentes (entre 900 m² útiles a 11.069 m²), formas de utilización diferente (vacacio-nes diferidas, horarios distintos y equipos diferentes) y su presencia a nivel de superfi cie representa el 46% de

todos los m² construidos, en comparación a los 34% de docencia y 19% de administración.

3.5.1 Descripción de Yaltene

La herramienta utilizada para recuperar la información de la energía eléctrica consumida, del edifi cio de Investiga-ción, fue Yaltene®, desarrollada por la empresa Nobatek, Centro de Investigación Tecnológico del laboratorio de investigación I2M de la Universidad. Es un sistema onli-ne que permite el seguimiento de múltiples energías en tiempo real, recupera la información a través de captores instalados en los recursos de electricidad, agua y gas y permite el seguimiento técnico, fi nanciero y de consumos. La información que entrega está en periodos actuales, de 10 minutos, diarios, semanales, mensuales y anuales.

3.5.2 Comportamiento local de la electricidad facturada

Consumo anual

Al descender a una escala física más específi ca (fi gura n° 8), observamos el mismo comportamiento, en los dos casos (análisis global y análisis local) existe un consumo base (mes de agosto) para el conjunto global de 143.800 m² un consumo base de 1.200.000 kWh (8,05 kWh/m²) mensuales y para el edifi cio de investigación con 11.069 m² de 80.000 kWh (7,22 kWh/m²).

Además en los casos se extrapola la misma conducta de comportamiento, con la distinción que posee la ocupa-ción del edifi cio de laboratorio.

Figura 11 Consumo anual de las electricidades facturadas - año 2008



Figura 10 Diferentes escalas temporales del consumo eléctrico 2008

Consumo mensual y diario

En este caso también se pudo corroborar el perfi l de comportamiento y que dividida, en los tres meses tipos de análisis, son en los meses de invierno cuando encon-tramos el consumo más elevado (sistemas de calefacción que funcionan constantemente), luego el periodo de transición también con un consumo elevado y sobre todo con el consumo base igual que el de los meses de verano, de 150 kWh.

En los dos primeros gráfi cos, podemos observar el com-portamiento de ocupación, ya que las curvas entregan la información sobre el perfi l horario del uso, diferencias

entre los días, diferencia entre los tiempos de usos, lo que entrega referencia a los periodos en que o los investiga-dores dan cursos o los tesistas están en curso y los perfi les “hora de almuerzo” y horarios máximos de trabajo.

Finalmente observamos un descenso en verano, pero con una base constante de 100 kWh, lo que otra vez nos permite observar el perfi l de uso del edifi cio, lo que fi nalmente entrega la última tendencia en donde esta está supeditada permanentemente al funcionamiento de los centros de cálculos y servidores de la Universidad, pues su porcentaje dentro de la factura eléctrica corresponde al 36%.

Discusión y conclusiones

De manera general la problemática energética de un sitio universitario debe considerar la demanda ligada a las características de los edificios, el desempeño del sis-tema de producción y del recurso de distribución, el uso y su pilotaje. Todo esto debe ser integrado a una zona climática y debe responder a necesidades de confort particulares traducidas por las percepciones y opiniones de los usuarios en relación a la sensación de confort.

Como se ha dicho el objetivo principal fue realizar una descripción global del comportamiento energético, ana-lizando algunas de las variables que intervienen en su comportamiento, por lo que las principales conclusiones han sido las siguientes:

- Dentro de los factores directamente influyentes en la variabilidad del consumo energético, están los facto-res climáticos y por consecuencia la sensación de con-fort térmico que percibirán los usuarios, es así como se demostró a través de los valores de correlaciones que las variables más incidentes fueron la DJU y la temperatura, en cambio las variables de velocidad del viento y la humedad relativa, son factores subjetivos que se relacionan con la sensación de confort.

- Otro factor que debe ser considerado en la gestión, es el perfil y escenarios de ocupación, ya que iniciando el análisis de una manera general y luego descender a una escala de tiempo y espacio más pequeña, se pudo identificar el mismo perfil de comportamien-to, lo que permite dar a esta variable un peso para la reflexión de la gestión universitaria, ya que con



un seguimiento en tiempo real de estos perfiles se puede hacer la diferenciación oportuna en la entrega de los recursos energéticos (distinción de periodos, cantidad de aprovisionamiento y horarios de entrega divididos).

Aunque el análisis de algunos de los factores que influyen en el comportamiento energético, puedan mejorarse o añadirse otros, los resultados obtenidos son la primera fase para comenzar el mejoramiento de la Gestión ener-gética del Campus, ya que los resultados han permitido demostrar la singularidad en este sistema de gestión, las variables analizadas son un mero elemento en este com-plejo sistema y por lo tanto el tratamiento de los datos no es igual como el común de los edificios terciarios, hay muchas variables que participan en el comportamiento y varias especificidades que dificultan aún más la reflexión, por lo tanto el estudio seguirá analizando las variables, tanto las técnicas sobre la gestión en el funcionamiento de los recursos energéticos, como las del usuario y sus expectativas.

Antes de finalizar se hace importante recalcar que ade-más de mejorar la manera de gestionar, es importante entregar una formación más adecuada a los estudiantes, personal y a todos los utilizadores del campus, sobre cuestiones energéticas y ambientales y estos deben ser considerados en las decisiones políticas de la Universi-dad, ya que al fin y al cabo es por ellos que las Univer-sidades existen.

Agradecimientos

A los interlocutores de la DPI de la Universidad UBx1, quienes nos permitieron acceder a los diferentes datos recopilados y que entregaron parte importante de su tiempo (Sr. Ballofet, Sr. Dudziak y Sra. Lasserre). Y al Sr. Blanchard de EDF.

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Formulation of a Method

of Distribution of horizontal

forces in buildings with

fl exible fl oor diaphragms.

RNA Method.

Formulación de un método de distribución de fuerzas horizontales en edifi cios con entrepisos fl exibles.Método RNA

Autores

PUPO, N. Facultad de Construcciones Universidad de Camagüeye.mail [email protected]

Fecha de recepción


12/5/2011

25/7/2011

RECAREY, C. Centro de Inv. de Métodos Computacionales y Numéricos en la Ingeniería (CIMCNI), Aula UCLV-CIMNE, Universidad Central de Las Villas.e.mail: [email protected], [email protected]

NEGRÍN, A. Facultad de Construcciones Universidad Central de las Villas

SIFONTES, R. UEB Inmobiliaria CamagüeyMinisterio del Turismoe-mail: [email protected]


[] Pupo, N. - Recarey, C. - Negrín, A. - Sifontes, R.

Abstract

Resumen Se formula un método de distribución de fuerzas horizontales en edificios; el cual incluye la deformación del entrepi-so en combinación con las deformacio-nes de las estructuras resistentes verti-cales (pórticos, tímpanos y combinación de ambos, etc.); además este método es aplicable a edificios asimétricos orto-gonales y también no ortogonales. Esta investigación es una nueva aplicación del método matricial de rigideces consi-derándose en el desarrollo analítico del mismo, los efectos de torsión genera-dos por la asimetría de las plantas o por

A method of distribution of horizontal forces is formulated in buildings; wich includes the flexibility of the floors diaphragms in combination with the deformations of the vertical resistant structures (frames, shears walls or combinated of both, etc.); besides this method is also applicable to orthogonal and olso nonorthogonal unsymmetrical buildings. The proposed approach is a new application of the matrix method of rigidities being considered in the analytic development of the same one, the torsion effects generated by the

asymmetry of the plants or for the distribution of the stabilizers s much plane as space and the effects of the phenomenon of the torsion and flexotorsión in stabilizers of thin walls and open section. All these aspects confer to this method a level of superior generalization in relation to the focuses published by different specialists and in correspondence with the current tendencies at international level in the calculation of buildings in height. Numeric examples are presented.

la distribución de los rigidizadores tanto planos como espaciales y los efectos del fenómeno de la torsión y flexotorsión en rigidizadores de paredes delgadas y sección abierta. Todos estos aspectos le confieren a este método un nivel de generalización superior en relación a los enfoques publicados por diferentes especialistas y en correspondencia con las tendencias actuales a nivel interna-cional en el cálculo de edificios en al-tura. Se presentan ejemplos numéricos.

Key words: analysis, flexible floors diaphragms, wind load, stabilizers

Palabras clave: análisis, entrepisos flexibles, carga de viento, rigidizadores


páginas: 40 - 54 [] Pupo, N. - Recarey, C. - Negrín, A. - Sifontes, R.

Introducción

Cuando las plantas tienen una geometría tal que la relación entre el largo y el ancho excede de 4 y no sobrepasa de 6, si se está analizando la acción del viento, para estos casos se ha demostrado que existe influencia de la flexibilidad de los entrepisos y sucede también en plantas no monolíticas, por lo que este es otro de los aspectos que también reviste importancia en la práctica. Algunos autores lo asumen como una corrección de los resultados del modelo estudiado como entrepiso infinitamente rígido en su propio plano [Baykov y Sigalov (1980) y Drozdov (1976)].

Estos mismos autores emplean en sus formulaciones métodos continuos que no son aplicables a edificios no uniformes. Sin embargo los especialistas Goldberg (1967) y Polyakov (1974) superan esta limitante al emplear métodos discretos pero establecen restriccio-nes en la orientación y disposición de rigidizadores en planta. Por otra parte Fernández (1993) aplica el método de las flexibilidades con mejor desarrollo analítico que los precedentes y válido además para edificios no uniformes pero no admite el análisis del efecto espacial en rigidizadores ni tampoco el esviaje.

Se constata además la presencia de diferentes tipos de modelos que consideran en mayor medida la flexi-bilidad de los pisos sobre todo para el estudio de res-puestas sísmicas. Existe un predominio de la incidencia de plantas simétricas rectangulares y rigidizadores situados ortogonalmente en los trabajos de Tremblay y Stiemer (1996), Medhekar (1997), Ju y Lin (1999), Tremblay, Berair y Filiatrault (2000), entre otros; sin embargo solo se conoce de un número limitado de publicaciones relacionadas con los diafragmas flexibles que incluye plantas asimétricas no rectangulares es decir en forma de L, C, T, etc. [de la Colina (1999), Seong y Dong (2002), Basu y Jain (2004)].

En el presente trabajo se desarrolla analíticamente un método de distribución de fuerzas laterales1 (RNA) que constituye una nueva aplicación del método de rigi-deces en su forma matricial cuyo esquema de cálculo responde a la hipótesis de entrepisos flexibles. En el mismo se combina el efecto de la flexibilidad de los entrepisos con el comportamiento en rigidizadores espaciales que aportan rigidez a flexión y cortante en direcciones ortogonales y a la torsión superando las limitaciones de los enfoques precedentes.

También se incluyen los casos de rigidizadores de pare-des delgadas y sección abierta con capacidad resisten-

1 De los autores Carlos A. Recarey Morfa, Nereyda Pupo Sintras y Alexis Negrín Hernández.

te a la torsión y flexotorsión. Todos estos aspectos le confieren al método un mayor nivel de generalización permitiendo abordar un sinnúmero de edificios con di-ferentes soluciones de rigidización vertical en el marco del comportamiento elástico-lineal y la aplicación de cargas laterales cuasi estáticas.

1.1 Hipótesis

En el proceso de modelación estructural como es conocido intervienen factores que definen el com-portamiento del modelo en el escenario en que se estudie del mismo. Estos factores son la geometría de los elementos y de la edificación en su conjunto, del comportamiento de los materiales y de las cargas o acción de los agentes externos y las condiciones de apoyo o de continuidad entre los elementos para así concebir y establecer una idealización del objeto lo más cercano al medio real; por tanto en este proce-dimiento es necesario asumir ciertas hipótesis como válidas que simplifican el fenómeno físico real.

Estas hipótesis o suposiciones quedan delimitadas por:

• El comportamiento de la estructura se analiza en régimen lineal, elástico y dentro del entorno de las peq ueñas deformaciones.

• La estructura de edificio puede presentar distin-tos tipos de estructuras resistentes verticales con diferentes alturas o no, lo que puede implicar el no cumplimiento del principio de deformaciones congruentes.

• La estructura se encuentra bajo un régimen de cargas estáticas, actuantes a nivel de la superficie media de cada entrepiso en la dirección de la línea de intersección de los planos medios de los rigidi-zadores verticales y horizontales.

• Se supone el entrepiso con tendencia a flexible en su propio plano y en la dirección ortogonal.

1.2 Alcance del método

El alcance de la presente formulación ha quedado en principio establecido de acuerdo con las hipótesis adoptadas, no obstante deben precisarse algunos aspectos:

Como se ha planteado se opera en régimen del com-portamiento elástico-lineal con la aplicación de cargas laterales estáticas, por lo tanto solo se considera válida esta formulación para la actuación de la componente estática del viento y la carga estática equivalente de sismo.



No se aborda por tanto el estudio del comportamien-to de la estructura ante los cambios de temperatura, los efectos reólogicos, los asientos y flexibilidad del terreno u otros tipos de acciones que no sean las ho-rizontales especificadas.

Por tanto es válido para el análisis de edificios sujetos a cargas horizontales considerando la deformación del entrepiso, los ef ectos de torsión generados por la asimetría de las plantas o por la distribución de los rigidizadores tanto planos como espaciales los que a su vez producen el fenómeno de la torsión y flexotorsión en rigidizadores de paredes delgadas y sección abierta.

1.3 Exposición general del método

Se sustenta este enfoque en el método de rigideces con enfoque matricial, con esquema de cálculo de entrepiso flexible. De la aplicación de las ecuaciones de equilibrio, las ecuaciones físicas y la de compatibilidad se le da solución al problema de distribuir las fuerzas laterales en una estructura de edificio. Al suponerse los entrepisos flexibles y emplearse el método de rigi-deces, los desplazamientos son las incógnitas y vienen dados por tres componentes: dos lineales ortogonales y una angular en cada punto de intersección de las estructuras resistentes verticales con los entrepisos (figura 1.1), tomando en consideración las hipótesis enunciadas.

Figura 1.1 Fuerzas y desplazamientos de las estructuras resistentes verticales conjuntamente con el aporte del

entrepiso

1.3.1 Obtención del sistema base

Si se parte de un edificio conformado por diferentes tipos de rigidizadores verticales dispuestos arbitraria-mente en las distintas plantas estructurales flexibles la modelación estará dirigida al cálculo de las fuerzas y desplazamientos por rigidizadores que en este caso además de analizarse la influencia de los rigidizado-res verticales se incluye también la del entrepiso (Ver figura 1.1). Los cambios en la definición del sistema base se ajustan por tanto a la hipótesis de partida. Se aplica el principio de subestructuración, establecien-do el sistema base por pisos y los subsistemas bases por rigidizadores verticales. El sistema base definido por pisos se representa con la inclusión de ligaduras lineales, ortogonales y al giro que se colocan en los puntos de intercepción del entrepiso con las estruc-turas resistentes verticales de la edificación tomando en consideración las hipótesis enunciadas (ver figura 1.2). Las incógnitas del método vienen siendo los desplazamientos lineales ortogonales y los giros gene-rados también en los puntos señalados; el número de incógnitas es 3n donde n es la cantidad total nodos de intersección entre rigidizadores verticales y entrepisos.

Por lo que este sistema base por niveles se caracteriza por limitar tres grados de libertad en los puntos de intersección entre las estructuras resistentes verticales y los entrepisos. Los subsistemas base de las estructu-ras resistentes verticales se conforman introduciendo ligaduras lineales por cada nivel en que incide el rigi-dizador si es plano y tres ligaduras (dos lineales orto-gonales y una al giro) si es espacial como se muestran en las figuras 1.3 y 1.4 respectivamente.

1.4 Formulación matricial del método

La ecuación matricial del método de rigideces en este enfoque adopta la siguiente forma:

……………………………..…… (1.1)

donde:

: vector de las fuerzas en ejes generales en cada una de las ligaduras. Su orden es de 3n.



Figura 1.2 Sistema base por niveles. El sistema de ejes generales se denota por y el de ejes locales y

:vector de los desplazamientos por rigidizadores en ejes generales en la dirección de las ligaduras (despla-zamientos totales en los puntos de intersección entre los rigidizadores verticales y el entrepiso o rigidizador horizontal), del mismo orden que .

: matriz rigidez global de la edificación (incluye las rigideces de los rigidizadores verticales y horizontales o entrepisos). La matriz es cuadrada y su orden es de .

Figura 1.3 Subsistemas bases por rigidizadores verticales planos

Figura 1.4 Subsistemas bases por rigidizador espacial

1.4.1 Obtención vector y

Las componentes del vector son las reacciones que se generan en las ligaduras mencionadas (ver figura 1.5) producto de la carga horizontal en cada nivel (viento y/o sismo), calculadas a partir del esquema de análisis adoptado (figura 1.5). Si la sustentación de los entrepisos lo constituyen las estructuras resistentes verticales, se puede modelar esta interacción supo-niendo apoyos elásticos cuyas constantes constituyen las rigideces de las estructuras verticales en los puntos donde ocurre dicha interacción (ver epígrafe 1.4.2.1)

Este procedimiento es el mismo para cada uno de los entrepisos con que cuenta la estructura del edificio en estudio. Como el cálculo se realiza de forma in-dependiente da la posibilidad de analizar entrepisos que difieran en su geometría y que a su vez admiten tipologías de rigidizadores diferentes con cualquier disposición arbitraria en planta.

Este proceso se puede realizar por cualquier método numérico como es el caso del método de los elementos finitos (MEF) aplicado con los softwares profesionales.



Figura 1.5 Esquema de análisis para la determinación de las reacciones totales

El vector de fuerzas y desplazamientos en ejes locales quedaría definido por:

donde:

: vect or de las fuerzas por rigidizador en cada nivel en ejes locales, el cual queda caracterizado por una porción de la carga externa.

: compon entes del vector de las fuerzas.

: vector de los desplazamientos por rigidizador en cada nivel en ejes locales producidos por una porción de la carga externa

componentes del vector de las fuerzas .

Para producir la transformación de ejes locales a ejes generales el vector de fuerzas que se genera en los puntos de intersección del rigidizador vertical con el entrepiso debido a la acción externa se multiplica por la matriz rotación .

En cada punto de intersección se tiene:

donde:

:vector de las fuerzas en ejes locales

: vector de las fuerzas en ejes generales

:matriz rotación que transforma el vector de ejes locales a ejes generales .

Por lo que el vector de las fuerzas y el de los despla-zamientos en ejes generales quedaría como sigue:



donde:

: vector de los términos independientes en ejes generales

: componentes del vector de los términos indepen-dientes (3 componentes en X, Y y giro alrededor de Z y en la interacción de los rigidizadores verticales y ho-rizontales o entrepisos en ejes generales) de orden3n.

:vector de los desplazamientos totales en ejes ge-nerales orientados en la intersección de las estructuras resistentes verticales con los entrepisos (3 compo-nentes: en X, Y y giro alrededor de Z) constituyen las incógnitas del método y son del mismo orden que .

1.4.2 Cálculo de la matriz rigidez de la edifi cación aplicando método indirecto

El cálculo de la matriz rigidez queda caracteriz ado por la obtención de las rigideces de las estructuras resistentes verticales y la de los entrepisos.

donde:

: matriz rigidez de las estructuras resistentes ver-ticales en ejes generales

: matriz rigidez del entrepiso en ejes generales

Entonces para la determinación de la matriz rigidez global ( ) es necesario obtener la matriz rigidez de

cada componente estructural (entrepiso y estructura resistente vertical)

Para comenzar el cálculo de , se plantea la ecuación:

.................................................... (1.6)

donde:

: vector de las acciones de los rigidizadores verti-cales y horizontales en los puntos de intersección del rigidizador vertical con el entrepiso en ejes locales.

: vector de los desplazamientos en las direcciones de .

: matriz rigidez ordenada por piso, que incluye los términos de rigidez de las estructuras resistentes ver-ticales y los entrepisos.

El cálculo de la matriz se hace de forma indirecta y con la utilización del concepto de subestructuración (Ver figuras 1.6, 1.7 y 1.8), para ello es necesario la aplicación del Principio del Contragradiente que implica que:

..................................................... (1.7)

donde: y matriz rotación y su transpuesta.

Figura 1.6 Cálculo de la matriz rigidez de forma indirecta de una estructura resistente vertical plana



Figura 1.7 Cálculo de la matriz rigidez de forma indirecta de una estructura resistente vertical espacial

Para cada entrepiso y en función del número de nodos de intercepción de las estructuras resistentes verticales con los entrepisos se tiene el ensamblaje de la matriz rotación en la siguiente expresión 1.8:

……………………………….. (1.8)

Expresiones similares a la (1.8) pueden plantearse en los restantes niveles. Como todas estas expresiones son independientes entre sí, es decir, como el equi-

librio se plantea por pisos o niveles individuales, la matriz rotación de toda la estructura se escribe como:

, ....., : matriz rotación de los niveles 1, 2,...., m.

m: número de niveles

Por el principio de contragradiente se deduce que:

…………….........................(1.10)

donde:

y : matriz rotación y su traspuesta de la estructura

La matriz se define como:

: matriz rigidez en ejes locales que se compone de la suma de la matriz rigidez de rigidizadores verticales( ) con la matriz rigidez de rigidizadores horizon-tales o entrepisos ( ).

Por tanto para calcular por la expresión (1.10) debe entonces calcularse la matriz rigidez por estructuras resistentes verticales o rigidizadores ( ) y la matriz por entrepisos ( ).

1.4.2.1 Cálculo de la matriz por rigidizadores verticales ( ).

La matriz de rigidez por estr ucturas verticales resis-tentes o rigidizadores

se calcula a partir de las

submatrices que constituyen las rigideces indivi-duales de cada rigidizador componente del edificio, las mismas se obtiene de forma automatizada, tomando como referencia los subsistemas base de estas estruc-turas indicados en las figuras 1.3 y 1.4. El procedimien-to que se sigue es conocido; se imprimen desplaza-mientos unitarios en cada punto de intersección de los rigidizadores con el entrepiso y las fuerzas elásticas resultantes por la aplicación de estos desplazamientos unitarios constituyen las rigidices buscadas según se



muestra en las figuras 1.6 y 1.7. [Hernández; Prendes y Altuzarra (1994), Recarey y Pupo (2003) (2004), Pupo y Recarey (2009) y Pupo (2010)].

1.4.2.2 Obtención de la matriz rigidez del entrepiso ( ).

El sistema base adoptado genera un esquema de cálculo para el entrepiso que es estáticamente inde-terminado (Ver figura 1.8), por lo que el análisis de la rigidez puede concebirse con diferentes modelos, algunos procedimientos consideran el entrepiso como vigas isostáticas, también hiperestáticas o sistemas de vigas continuas, etc. Sin embargo para ganar en precisión numérica, las componentes de rigidez de este elemento deben calcularse a partir de métodos numéricos como es el caso del MEF (Método de los Elementos Finitos) asistido por herramientas compu-tacionales que es precisamente la solución dada en este caso.

Figura 1.8 Esquema de cálculo para la determinación de la rigidez del entrepiso.

La matriz rigidez de un entrepiso queda como sigue:

…………………………(1.11)

donde:

: matriz rigidez espacial de un entrepiso

: términos de rigidez de la matriz

Se repite este proceso y se conforma la matriz general de rigidez de los entrepisos acoplando en la diago-nal principal las submatrices previamente calcu-ladas en función del número de entrepisos o niveles( ) que forman parte de la edificación, los restantes términos son ceros según se muestra:

1.4.2.3 Cálculo de la matriz de rigidez por rigidizadores verticales y horizontales

Obtenida la matriz de rigidez (estructuras resis-tentes verticales) y la matriz rigidez del entrepiso , para obtener , ambas matrices se suman, quedando definida la matriz :

………………………….. (1.13)



donde:

:matriz rigidez de la edificación definida en ejes locales

: matr iz rigidez de las estructuras resistentes ver-ticales en ejes locales

: matriz rigidez de la estructuras resistentes hori-zontales o entrepisos en ejes locales

1.4.2.3 Cálculo de la matriz del sistema

Si se parte de la ecuación física o constitutiva para un sistema de rigidizadores verticales y horizontales dada en la expresión (1.6) cuyos términos ya fueron definidos. Si se premultiplica ambos términos de esta ecuación (1.6) por la matriz de rotación reflejada en la expresión (1.9) y se hacen las sustituciones co-rrespondientes se obtiene que:

…………………………… (1.14)

Conocida la matriz rigidez global del edificio por la ex-presión (1.14) se resuelve el sistema de ecuaciones que caracterizan al método de las rigideces (expresión 1.1). Con la solución del sistema de ecuaciones (expresión 1.1) se obtienen los desplazamientos en cada nodo de intersección de cada estructura resistente vertical con el entrepiso, despejando se obtiene:

…………………………… (1.15)

y con estos los desplazamientos de cada estructu-ra resistente vertical con el entrepiso en ejes locales como sigue:

…………………………… (1.16)

donde:

: desplazamientos de las estructuras resistentes verticales con el entrepiso en ejes locales

: matriz de rotación traspuesta

: desplazamientos totales de cada estructura resis-tente vertical con el entrepiso en ejes generales

En función de los desplazamientos se pueden de-terminar las fuerzas que toma cada estructura resis-tente vertical en fusión con el entrepiso empleando la expresión (1.6) que ya se ha definido.

Después de determinar las fuerzas que toman las estructuras resistentes verticales con la inclusión del aporte de los entrepisos, el equilibrio se verifica si se cumple que:

…………………………………(1.17)

donde T es equivalente a Pt siendo el vector de fuerzas en las ligaduras ya definido anteriormente.

de modo que:

…………….…………… (1.18)

Una vez que son calculadas las fuerzas por cada es-tructura resistente vertical se pueden obtener las soli-citaciones por los métodos para el análisis de fuerzas interiores conocidos o por vía computacional.

1.5 Ejemplo ilustrativo

La edificación objeto de estudio cuenta con dos niveles conformada a base de paneles rectangulares de hor-migón armado dispuestos ortogonalmente en planta, con cargas laterales aplicadas en los nudos, las losas de entrepiso también son rectangulares y de hormigón armado (Ver figura 1.7).

Figura 1.7 Edifi cación objeto de estudio

Los espesores de las losas y paneles son de 25 cm y los puntales son de 3m. Las losas son de 6m x 6m. Las cargas nodales tienen magnitud de 50kN y se encuen-tran aplicadas con asimetría en planta.



Los rigidizadores extremos se nombran como 1 y 2, los intermedios son el 4 y 5 y el rigidizador ortogonal es el 3 (Ver figura 1.7).

Los procedimientos que se utilizan son los del autor Fernández (M R.F), el método propuesto (RNA) para entrepisos rígidos y flexibles y la modelación en 3D a través del STAADpro.

1.5.1 Análisis comparativo en términos de desplazamientos y fuerzas en correspondencia con hipótesis de entrepiso infi nitamente rígido

A continuación se muestran los resultados obtenidos analíticos y gráficamente en relación a los desplaza-mientos y fuerzas por cada rigidizador componente de la estructura en estudio considerando hipótesis de entrepiso infinitamente rígido en su propio plano. Las magnitudes de los desplazamientos por rigidizadores se muestran analítica y gráficamente en la tabla 1 y los gráficos 1, 2, 3 y 4 respectivamente.

Tabla 1 Desplazamientos lineales z(x) en dirección de la carga aplicada (10-4m).

Nivel 1 Nivel II

Rigidizador M.R.F STAADpro RNA M.R.F STAADpro RNA

1.0000 0.9170 1.1900 1.2000 2.8750 2.8700 2.8500

2.0000 0.5420 0.9700 1.0500 1.5000 1.6700 1.6500

4.0000 0.7920 1.1100 1.1500 2.4170 2.4700 2.4500

5.0000 0.6670 1.0400 1.1000 1.9580 2.0700 2.0500

Gráfi co 1 Desplazamientos Z(y) en rigidizadores (RF)

Gráfi co 2 Desplazamientos Z(y)en rigid. (STAADpro.

Gráfi co 3 Desplazamientos Z(y) por rigidizadores (RNA)

Los resultados obtenidos se pueden resumir como sigue: se observa en los gráficos 1, 2 y 3 que hay coincidencia en las deformadas de cada rigidizador y en el gráfico 4 se constata que hay correspondencia en cuanto a las magnitudes de los desplazamientos sobre todo en el segundo nivel, notándose que en el primer nivel el método de R.F da valores por debajo del RNA y el STAADpro. Debe comentarse que los tres proce-dimientos tienen enfoque espacial y para el caso en estudio se ajustan perfectamente al comportamiento del edificio, en el caso del rigidizador 3 por ser orto-gonal a la carga su desplazamiento es despreciable.



Gráfi co 4 Desplazamientos por rigidizadores (cm) por los tres enfoques

Las magnitudes de las fuerzas por cada rigidizador considerando hipótesis de entrepiso rígido se obtienen del método de R.F y el RNA. Estos resultados se ilustran analítica y gráficamente en la tabla 2 y en los gráficos 5, 6 y 7 respectivamente.

En los resultados obtenidos en términos de fuerzas considerando entrepiso infinitamente rígido por los procedimientos indicados, se observa que en los gráfi-cos 5 y 6 hay total coincidencia en cuanto a las fuerzas que toma cada rigidizador en función de sus rigideces y disposición en planta mientras que en el gráfico 7 se aprecia mejor esta relación. Debe comentarse que por los resultados obtenidos a través de estos tres proce-dimientos los mismos resultan fiables en el marco de las hipótesis asumidas.

Tabla 2 Fuerzas por rigidizadores f(x) en kN y en sus respectivos planos de deformación.

Nivel 1 Nivel II

Rigidizador M.R.F STAADpro RNA M.R.F RNA

1.0000 5.0000 5.0000 5.0000 20.0000 20.0000

2.0000 20.0000 20.0000 20.0000 5.0000 5.0000

4.0000 10.0000 10.0000 10.0000 15.0000 15.0000

5.0000 15.0000 15.0000 15.0000 10.0000 10.0000

Gráfi co 5 Fuerzas f(x) en kN por rigidizadores según R.F.

Gráfi co 6 Fuerzas f(x) en kN por rigidizadores según STAADpro.

Gráfi co 7 Fuerzas por rigidizadores en kN según los procedimientos considerados.



1.5.2 Análisis comparativo en términos de desplazamientos y fuerzas en correspondencia con hipótesis de entrepiso fl exible en su propio plano

A continuación se muestran los resultados obtenidos analíticos y gráficamente en relación a los desplaza-mientos y fuerzas por cada rigidizador componente de la estructura en estudio considerando hipótesis de entrepiso flexible en su propio plano.

Las magnitudes de los desplazamientos por cada rigi-dizador considerando hipótesis de entrepiso flexible se obtienen de la aplicación del método de R.F, el RNA y la modelación en 3D a través del STAADpro. Estos resultados se ilustran analítica y gráficamente en la tabla 3 y en el gráfico resumen 11 respectivamente.

Tabla 3 Desplazamientos lineales z(x) en dirección de la carga aplicada (10-4m).

Nivel 1 Nivel II

Rigidizador M.R.F STAADpro RNA M.R.F STAADpro RNA

1.0000 0.8160 0.7500 0.9100 2.9520 1.8000 2.3000

2.0000 0.4230 0.4200 0.6900 1.2500 0.8200 1.1300

4.0000 0.8740 1.5000 1.3600 2.7300 3.5400 3.0200

5.0000 0.8040 1.5100 1.5300 2.1780 2.7200 2.5200

Gráfi co 11 Desplazamientos por rigidizadores según los procedimientos considerados.

De los resultados obtenidos en términos de despla-zamientos considerando entrepiso flexible por los procedimientos indicados, en el gráfico 11 se puede observar claramente que existe cierta relación en cuanto a la deformada de cada rigidizador por nive-

les acentuándose más en el segundo nivel, de modo que en el primer nivel el método de R.F da valores por debajo del RNA y el STAADpro, por lo que no se aprecian coincidencias. Por otra parte, las deformadas obtenidas por los métodos RNA y del análisis espacial a través del STAADpro sí guardan mejor relación, por lo que se puede concluir que los resultados obtenidos con la aplicación del método RNA son aceptables y fiables. Debe comentarse que los tres procedimientos tienen enfoque espacial y para el caso en estudio se ajustan perfectamente al comportamiento del edificio.

Las magnitudes de las fuerzas por cada rigidizador considerando hipótesis de entrepiso flexible se obtie-nen del método de R.F y el RNA. Estos resultados se ilustran analítica y gráficamente en la tabla 4 y en los gráficos 12, 13 y 14 respectivamente.

De los resultados obtenidos por los procedimientos indicados, se observa en los gráficos 12 y 13 que existe cierta relación en cuanto a las fuerzas que toma cada rigidizador en función de sus rigideces y disposición en planta. En el gráfico 14 se aprecia mejor esta relación. Debe comentarse que por los resultados obtenidos a través de estos tres procedimientos los mismos resultan fiables en el marco de las hipótesis asumidas.

Tabla 4 Fuerza por rigidizadores f(x) en sus respectivos planos de deformación (kN).

Nivel 1 Nivel II

Rigidizador MR.F MR.N.A M.R.F MR.N.A

1.0000 1.5400 1.2100 18.9600 12.4950

2.0000 8.9200 7.8960 6.5900 4.9500

4.0000 5.7400 10.3160 18.6800 25.2060

5.0000 33.7500 32.9990 5.7900 12.1040

Gráfi co 12 Fuerzas f(x) en kN por rigidizadores (RF).



Gráfi co 13 Fuerzas f(x) en kN por rigidez. (STAAD.pro).

Gráfi co 14 Fuerzas por rigidizadores según los procedimientos indicados.

Conclusiones

Después de ser abordados los diferentes aspectos teó-ricos correspondientes a este trabajo se puede arribar a las siguientes conclusiones:

Se formula el método de distribución de fuerzas ho-rizontales (RNA) como una nueva aplicación del mé-todo de rigideces en forma matricial con hipótesis de entrepiso flexible estableciéndose una analogía de las subestructuras con las barras. El mismo es apropiado para darle solución a una gran variedad de casos de edificios.

Este proce dimiento permite considerar el aporte en rigidez a flexión y cortante en direcciones ortogonales y a la torsión (torsión uniforme o de Saint Venant) en rigidizadores que contribuyan estructuralmente en este sentido e incluye los casos particulares de estruc-turas resistentes verticales planas.

Se extiende también este análisis al caso de rigidizado-res de paredes delgadas y sección abierta al considerar los aportes estructurales en rigidez a la flexión y cor-tante en direcciones ortogonales, a la torsión (torsión mixta), que comprende a su vez la torsión uniforme y la no uniforme o alabeo.

Se establecen las ventajas de la formulación propues-ta (RNA) desde el punto de vista teórico (método de rigidez en forma matricial) en relación al método de RF que fue desarrollado analíticamente mediante el método de las fuerzas o de las flexibilidades con las correspondientes limitaciones de este enfoque de no presentar un sistema base único.

En general, se tiende a usar un modelo de elemento finito tridimensional para realizar análisis refinados en estructuras de varios pisos para las cargas laterales in-cluyendo la deformación de la losa en su propio plano. pero el análisis tridimensional de una estructura de varios pisos usando el modelo de elemento finito tiene sus inconvenientes, como la preparación tediosa de datos, largo tiempo computacional y un gran espacio en memoria se requiere. Para vencer estos defectos del modelo del elemento finito tridimensional este método RNA contribuye a simplificar este análisis con el uso del concepto de subestructuración lo que per-mite al mismo tiempo el cálculo indirecto de la matriz global del sistema y reducir en gran medida los costos computacionales con independencia de la complejidad estructural del edificio en estudio.

Con buena perspectiva futura este método RNA ha sido automatizado y los detalles serán expuestos en próximas publicaciones.



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[ 55 Revista de la ConstrucciónVolumen 10 No 2 - 2011

EBADE procedure: A new

method to asses fatigue

behaviour of asphalt

mixtures.

Evaluación del proceso de fatiga de mezclas asfálticas mediante un nuevo procedimiento cíclico de barrido de deformaciones - EBADE.

Autores

PÉREZ-JIMÉNEZ, F. Departamento de Infraestructura del Transporte y del TerritorioUniversidad Politécnica de Cataluña - Barcelona - Españ[email protected]

Fecha de recepción


15/1/2011

6/7/2011

VALDÉS, G. Departamento de Ingeniería de Obras CivilesUniversidad de La Frontera - Temuco - [email protected]

BOTELLA, R. Departamento de Infraestructura del Transporte y del TerritorioUniversidad Politécnica de Cataluña - Barcelona - Españ[email protected],

MIRÓ, R. Departamento de Infraestructura del Transporte y del TerritorioUniversidad Politécnica de Cataluña - Barcelona - Españ[email protected]

MARTÍNEZ, A. Departamento de Infraestructura del Transporte y del TerritorioUniversidad Politécnica de Cataluña - Barcelona - Españ[email protected]


páginas: 55 - 65 ]Pérez-Jiménez, F. - Valdés, G. - Botella, R. - Miró, R. - Martínez, A.

Abstract

Resumen En este artículo se presenta un nuevo procedimiento experimental, de rápida ejecución, para caracterizar la respuesta al fallo por fatiga de las mezclas asfálti-cas, el procedimiento EBADE. Su desa-rrollo se ha realizado en el Laboratorio de Caminos de la Universidad Politécni-ca de Cataluña, y su metodología con-siste en aplicar a probetas prismáticas de mezcla asfáltica series de ciclos de carga de tensión-compresión a distin-tos niveles de deformación, los cuales aumentan gradualmente hasta producir el fallo por fatiga de la mezcla. Este procedimiento permite caracterizar las mezclas asfálticas por medio de la ob-tención de los dos niveles de deforma-ción relacionados directamente con el

This paper presents a new experimental procedure to character ize fat igue behaviour of asphalt mixtures, called EBADE procedure. It has been developed at the Road Research Laboratory based in the Technical University of Catalonia (UPC-Barcelona Tech). The procedure consists of applying cyclic tension-compression loads in a displacement-controlled uniaxial test at different strain levels. By doing so it is possible to obtain two key strain values in the characterization of asphalt mixtures fatigue behaviour. Those are the strain

level at which the mixture does not undergo fat igue (endurance l imit) and the strain level at which critical fatigue failure takes place. In addition, EBADE procedure allows one to emulate the fatigue process a pavement goes through when it has to sustain thermal stresses. In this paper the EBADE procedure is detailed, and the main results and conclusions obtained in the experimental study carried out in order to evaluate its sensitivity are exposed.

comportamiento a fatiga de las mezclas: el nivel de deformación debajo del cual la mezcla asfáltica no sufre deterioro y el nivel de deformación en el que tiene lugar la rápida propagación del fallo por fatiga. A su vez, el procedimiento EBADE permite simular el proceso de fatiga de las mezclas asfálticas cuando estas están bajo estados tensionales producto de las variaciones térmicas. En este trabajo de investigación se da a conocer, tanto la metodología del pro-cedimiento EBADE, como los resultados y principales conclusiones del estudio experimental llevado a cabo para de-mostrar la sensibilidad y ventajas del procedimiento propuesto.

Key words: Asphalt mixtures, fatigue, cracking.

Palabras clave: Mezclas asfálticas, fatiga, fisuración.


[]Pérez-Jiménez, F. - Valdés, G. - Botella, R. - Miró, R. - Martínez, A.

1. Introducción

La fisuración por fatiga de las capas de mezcla asfáltica es uno de los mecanismos de deterioro más frecuentes en los pavimentos flexibles. En ingeniería, y en espe-cial, el fenómeno de fatiga está asociado al deterioro que se produce en un material a consecuencia de la aplicación de cargas repetidas con una magnitud muy inferior a la resistencia máxima que puede soportar el material. En el caso de los pavimentos asfálticos, la repetición de las cargas producidas por el tráfico, junto con las tensiones térmicas debido a las variacio-nes de temperatura, van dando lugar a la progresiva fisuración y rotura de las capas de mezcla asfáltica de la estructura de pavimento.

En un análisis descriptivo, Baaj y Di Benedetto (2005), señalan que el proceso de degradación de fatiga de una mezcla, se puede establecer en tres etapas o fases, figura 1. La fase I, también llamada fase de adaptación, se caracteriza por el inicio de la microfisu-ración, produciéndose un descenso rápido del módulo dinámico. La fase II, llamada también fase de fatiga, se caracteriza por el rol más preponderante que toma el deterioro por fatiga en la evolución del daño de la mezcla, apareciendo en esta las macrofisuras producto de la unión de las microfisuras generadas en la fase anterior. Finalmente se encuentra la fase III, o fase de ruptura, en la cual las macrofisuras progresan rápida-mente hasta el fallo total de la mezcla.

Figura 1. Fases de degradación por el fenómeno de fatiga en mezclas asfá lticas

(Fuente: Baaj y Di Benedetto, 2005)

Este comportamiento de las mezclas asfálticas, que

busca representar el tipo de esfuerzos al que está sometida la estructura del pavimento, es el que nor-malmente se reproduce en el laboratorio por métodos estandarizados de larga ejecución, cuando se ensayan diferentes tipos de probetas a flexión a dos, tres y cuatro puntos de apoyo, figura 2. En estos ensayos se someten probetas a una serie de cargas cíclicas, en la que se mantiene constante la tensión, la deformación o el desplazamiento aplicado, hasta que se produce el fallo de la mezcla.

Figura 2 Procedimientos para determinar el comportamiento a fatiga en mezclas asfálticas

(Fuente: Di Benedetto et al., 2003)

Ensayo de fatiga a flexión en dos puntos

Ensayo de fatiga a flexotracción en tres puntos

Ensayo de fatiga a flexotracción en

cuatro puntos

En este contexto, los ensayos de flexotracción a de-formación o desplazamiento constante, que son los normalmente recomendados en las normas de ensayo para la determinación de esta propiedad de la mezcla, presentan el inconveniente de proporcionar resultados erróneos cuando se ensayan mezclas muy flexibles, ya sea, fabricadas con un alto contenido de ligan-te asfáltico, o bien, con ligantes modificados. Estas mezclas, en un ensayo de fatiga a flexotracción, van perdiendo carga, llegando hasta un 50% de su carga inicial, que es considerada como el límite de fallo por fatiga, pero dada su flexibilidad, están muy lejos de su fisuración por fatiga, y puede ocurrir que solo se haya producido un reacondicionamiento y readaptación de los materiales dentro de la mezcla, (Pérez et al., 2009).



También se ha observado que, cuando se aplica este tipo de ensayo en la determinación de las leyes de fatiga en las mezclas asfálticas, el fallo por fatiga, se produce en el mismo nivel de deformaciones, con inde-pendencia de la tensión aplicada, figura 3. Existe para cada mezcla un nivel de deformaciones para el cual se produce su fallo por fatiga, es decir, la deformación a la que es preciso llegar para que falle la probeta. Esta deformación sería también la aplicada a la mezcla para producir su fallo en muy pocas aplicaciones de carga (Pérez el al., 2005).Por otra parte, en el pavimento puede haber también tensiones térmicas residuales que pueden colaborar en el proceso de fatiga. Estas tensiones pueden produ-

cirse especialmente en las capas superiores del firme debido a las variaciones diarias de temperatura, pero también se producen en las capas inferiores. Cuando estas tensiones térmicas son muy fuertes, producen, y de hecho ocurre con frecuencia en climas fríos, la fisuración de la capa, pero aunque estas tensiones sean inferiores a las de la rotura, su presencia puede colaborar en el proceso de fatiga por las cargas del tráfico, y esto no es tenido en cuenta en los ensayos actuales de fatiga, en particular en los de flexotrac-ción, que son los habitualmente empleados.

Figura 3 Evolución de la deformación unitaria con el número de ciclos de carga.(Fuente: Alonso, 2006)

Es por ello que en el Laboratorio de Caminos de la Universidad Politécnica de Cataluña se ha puesto a punto un nuevo procedimiento de ensayo de fatiga, que permite evaluar el comportamiento a fatiga de las mezclas asfálticas, sometidas o no, a tensiones térmicas. Este procedimiento de ensayo se basa en la aplicación de una serie de ciclos de carga de tensión-compresión, sobre una probeta prismática, en distintos

niveles de deformación. La finalidad del procedimiento es establecer el comportamiento de la mezcla a fatiga mediante la determinación de dos niveles de deforma-ción críticos de la mezcla: el nivel límite donde no se registra daño en la mezcla, presentando un compor-tamiento elástico, y el nivel de deformación en que la mezcla falla, registrando un daño irreversible.



2. Nuevo procedimiento EBADE

2.1 Montaje de la probeta

En la ejecución de este procedimiento se utiliza una probeta prismática, en la cual se realizan dos entallas en la zona central, con la finalidad de reducir el área de la probeta en su sección intermedia e inducir en ella el fallo. La probeta de forma prismática no ha de tener unas dimensiones fijas y pueden provenir del serrado de probetas cilíndricas fabricadas por la metodología Marshall o por medio de una prensa giratoria. Otra forma de fabricar las probetas puede ser mediante el

serrado de placas de 5-6 cm de espesor, fabricadas para los ensayos normalizados de deformaciones plás-ticas o de fatiga a flexotracción de cuatro puntos. Las dimensiones de las probetas suelen ser de 5-6 cm de ancho, similar espesor, y de 6-9 cm de altura.

Estas probetas prismáticas son pegadas mediante una resina epoxi a unas placas de acero, que permiten fi-jarlas a las mordazas de la prensa. Sobre la probeta se colocan dos extensómetros, en la zona de fallo previa-mente inducida, que permiten medir las deformaciones durante el proceso de ensayo, figura 4.

Figura 4 Montaje de nuevo procedimiento a fatiga en probetas prismáticas

2.2 Procedimiento EBADE

El nuevo procedimiento EBADE (ensayo de barrido de deformaciones) para determinar el fallo por fatiga, consiste en realizar un barrido de deformaciones en un ensayo cíclico de tensión-compresión. El ensayo se realiza aplicando una serie de ciclos a un nivel de deformación constante, la cual va aumentando en magnitud, progresivamente, hasta que se produce el fallo del material.

Este procedimiento de ensayo consiste en aplicar diferentes amplitudes de desplazamiento en orden ascendente durante un número determinado de ciclos. En la figura 5 se muestra la señal de entrada esquema-tizada para dos ciclos por escalón. En el procedimiento

EBADE se ha establecido el número de ciclos en cada escalón de deformación en 5.000 repeticiones, a una frecuencia de ensayo de 10 Hz.

Con este protocolo de ensayo se obtiene información del comportamiento del material a diferentes niveles de deformación en un solo ensayo, obteniendo, por ejemplo, valores de deformación que no producen daño al material y valores que inducen el fallo ins-tantáneamente. Adicionalmente, el número de ciclos hasta el fin del ensayo se ve reducido sustancialmente al limitar el número ciclos en cada nivel de deforma-ción a un valor fijo, para deformaciones tanto bajas como altas. La deformación es registrada a través de los extensómetros colocados en la zona de fallo pre-viamente inducida en la probeta.



Figura 5 Desplazamiento impuesto

Al llevar a cabo este barrido de deformaciones, duran-te el ensayo se determina el nivel de deformación por debajo del cual no se fatiga la mezcla, y la deformación en que se produce su fallo por fatiga. Estas dos defor-maciones nos permiten determinar el comportamiento a fatiga del material. La primera deformación nos indi-ca el nivel de deformaciones que necesitaría un gran número de aplicaciones de carga para producir el fallo del material, también llamado límite de fatiga, valor superior al número de aplicaciones de eje tipo que so-porta el pavimento de una carretera con tráfico pesado y 30 años de servicio. El otro valor de la deformación, es el que correspondería también al fallo del material con muy pocas aplicaciones de carga, ya que según se ha visto en varios trabajos de investigación realiza-dos en el Laboratorio de Caminos de la Universidad Politécnica de Cataluña, el fallo de fatiga del material se produce en los ensayos a tensión controlada en el mismo nivel de deformación, con independencia de la tensión inicial aplicada. Es decir, va evolucionando la deformación hasta llegar a la deformación de fallo, que tiene siempre el mismo nivel, tanto cuando el fallo tiene lugar con pocas aplicaciones de carga, como con muchas. Se obtienen así, de una manera rápida y senci-lla, los dos parámetros más interesantes de un material desde el punto de vista de su fallo por fatiga, el nivel de deformaciones por debajo del cual el material no se fatiga, y la deformación en que rompe por fatiga.

3 Análisis del comportamiento a fatiga de las mezclas asfálticas por el nuevo

procedimiento EBADE

3.1 Estudio experimental

El comportamiento a fatiga tras aplicar el procedimien-to EBADE se ha analizado en dos mezclas asfálticas comúnmente utilizadas en España en estructuras de pavimento. Ambas mezclas han sido fabricadas con el mismo tipo de árido y composición granulométrica, diferenciándose únicamente en la penetración del li-gante asfáltico empleado. Una ha sido fabricada con un ligante de baja penetración, B-13/22, utilizado para fabricar mezclas de alto módulo y, en la otra, se ha utilizado un ligante de mayor penetración, B-60/70, que es el normalmente utilizado para la fabricación de mezclas asfálticas convencionales. Las características de los ligantes utilizados y la composición granulomé-trica de las mezclas, se observan en la tabla 1 y figura 6, respectivamente. Las dos mezclas fueron fabricadas con un contenido de ligante del 4.75% sobre el peso de árido, y se les evaluó su comportamiento a fatiga a 5 y 20 ºC. A su vez, se evaluó la respuesta a fatiga de las mismas mezclas bajo la influencia de las tensiones térmicas mediante la ejecución del procedimiento EBADE en mezclas con tensiones iniciales inducidas previamente por la variación de temperatura de 20 a 5ºC.



El ensayo se realizó aplicando series cíclicas de 5.000 repeticiones en diferentes amplitudes de deformación. Se inició con una primera serie con una deformación de 2,5·10-5 y se fue aumentando la amplitud de de-

formación en incrementos de 2,5·10-5 hasta llegar a la rotura del material. La frecuencia de aplicación de carga fue de 10 Hz y se mantuvo constante durante todo el ensayo.

Tabla 1 Características de los ligantes asfálticos empleados en el estudio

Características del ligante Unidad B-13/22 B-60/70

Penetración (25 ºC; 100 g; 5s) 0.1 mm 17 64

Índice de penetración - 0.1 -0.2

Punto de reblandecimiento anillo y bola ºC 67.3 51.7

Punto de fragilidad Fraass ºC -5 -17

Ductilidad a 25 ºC cm 15 >100

Viscosidad dinámica 60 ºC (Pa.s) 4551 367

Viscosidad dinámica 135 ºC (Pa.s) 1.92 0.56

Residuo RTFOT

Pérdida de masa % 0.35 0.5

Penetración (25 ºC; 100 g; 5s) % p.o. 10 32

Incremento en el punto de reblandecimiento ºC 7.5 9.6

Ductilidad a 25 ºC cm 7 50

Figura 6 Granulometría de las mezclas evaluadas en el estudio experimental



3.2 Análisis de resultados

3.2.1 Curvas de Fatiga

En las figuras 7 y 8 se observan los resultados obteni-dos en el ensayo de fatiga de las dos mezclas ensaya-das por el procedimiento EBADE a las temperaturas de 5 y 20 ºC. En estas figuras se ha representado, para las diferentes series de ciclos aplicados, con una duración de 5.000 ciclos cada una, el nivel de deformación medido con el extensómetro (eje vertical derecho) y la evolución de la tensión a que está sometida la mezcla durante el ensayo (eje vertical izquierdo). Esta tensión se ha obtenido dividiendo la carga aplicada por la sección de la probeta donde se han producido los dos cortes laterales, con el fin de inducir el fallo en ella. La representación de la tensión durante el ensayo nos permite analizar el comportamiento de las dos mezclas a fatiga, mostrando sus diferencias de comportamiento al variar las temperaturas de ensayo.

Cuando el ensayo se realiza a 20 ºC, se observa cla-ramente el comportamiento más dúctil que tiene la mezcla fabricada con el ligante de mayor penetración, B-60/70. En esta mezcla, a medida que se aumenta el nivel de deformaciones, aumenta también la tensión regitrada, hasta llegar a un momento en que este in-cremento no se produce y va perdiendo carga, poco a poco, en las sucesivas series de ciclos aplicados. Esta pérdida de carga se produce también dentro de cada serie al aumentar el número de ciclos. Lo mismo sucede con el ligante más duro, pero en este caso, el fallo se produce de una manera más brusca y con un menor nivel de deformaciones.

En el análisis de estas curvas, se ha establecido como criterio de fallo a fatiga de la mezcla, el nivel de defor-

mación en que se reduce a la mitad la tensión máxima experimentada por el material durante todo el proceso de fatiga. De acuerdo con este criterio, el fallo de la mezcla fabricada con el ligante más duro tiene lugar a una deformación de 0,000125, mientras que el ligante más blando tiene lugar a una deformación de 0,00032.

En el caso de la mezcla fabricada con el ligante B-13/22 se observa que su deterioro tiene lugar de una forma rápida y brusca cuando se llega a este nivel de de-formaciones. Sería el nivel de deformaciones en que, como se ha indicado anteriormente, tendría lugar el fallo a fatiga para este tipo de mezcla. Con la mezcla fabricada con el ligante más blando, se aprecia, que para un nivel de deformaciones de 0,00032 se acelera su proceso de fatiga, y en consecuencia, su fallo por fatiga.

Si se analizan los resultados del procedimiento EBADE aplicado a la caracterización de estas dos mezclas a 5 ºC, se observa la pérdida de ductilidad de ambas mezclas, y cómo su fallo se produce de una manera más frágil. La respuesta de la mezcla fabricada con el ligante blando se parece a la respuesta de la mezcla fabricada con el ligante duro, ensayado a 20 ºC. Su fallo tiene lugar de una forma más brusca a una de-formación de 0,00016. En el caso del ligante duro, que ya tenía un comportamiento rígido y frágil a 20 ºC, el efecto de la disminución de la temperatura ha sido menor. Se observa un aumento de rigidez de la mezcla, un comportamiento más rígido y frágil, pero su fallo a rotura se mantiene en el mismo nivel de deformación de 0,000125. El efecto de la disminución de la temperatura ha sido más significativo en el caso del ligante asfáltico más blando.

Figura 7 Evolución de tensiones y deformaciones, procedimiento EBADE, mezcla AC, B60/70 y B13/22 a

20ºC

Figura 8 Evolución de tensiones y deformaciones, procedimiento EBADE, mezcla AC, B60/70 y B13/22 a

5ºC



En las figuras 9 y 10 se ha representado la evolución del módulo dinámico de ambas mezclas, a 20 y 5ºC, durante la ejecución del ensayo. Estas gráficas per-miten analizar también cómo se va produciendo el progresivo deterioro de estos materiales durante el proceso de fatiga. Se observa que cuanto mayor es el módulo inicial de la mezcla ensayada, el material se comporta de forma elástica hasta un nivel de deforma-ciones más elevado, pero su degradación se produce de forma más brusca. Así en el caso del ligante B-13/22 ensayado a 5 ºC, el módulo de la mezcla se mantie-ne prácticamente constante durante todo el ensayo, como si los diferentes ciclos aplicados apenas hayan producido deterioro del material. Por el contrario, el módulo de la mezcla del ligante más blando, ensaya-da a 20 ºC, presenta un deterioro nada más aplicarse el segundo escalón de carga, siendo más continuo y progresivo a medida que se van incrementando los escalones de deformación, pero sin que llegue a pro-ducirse un fallo brusco.

Cuando se analiza la mezcla fabricada con el ligante más blando a temperaturas bajas o el ligante más duro a la temperatura alta, el proceso de fallo es muy simi-lar, apareciendo el proceso de deterioro del módulo entre el segundo y tercer escalón de deformación. De acuerdo con estos resultados se podría establecer unos niveles de deformación, en que la mezcla no experimentaría deterioro por fatiga, diferentes para cada mezcla y temperatura de ensayo. Para la mezcla fabricada con el ligante B-13/22 sería 1·10-4 a 5ºC y 7,5·10-5 a 20 ºC. Mientras que para la mezcla fabri-cada con el ligante más blando, B-60/70, estos niveles serían del orden de 7,5·10-5 a 5 ºC y 5·10-5 a 20 ºC.

Figura 9 Evolución del módulo dinámico, procedimiento EBADE mezcla AC, B60/70 y B13/22 a

20ºC


5ºC

Se puede observar cómo a través del procedimiento EBADE y de las curvas de fatiga obtenidas durante el ensayo, pueden obtenerse los dos niveles de deforma-ción que determinan el fallo de fatiga de una mezcla asfáltica en la estructura de pavimento. En primer lugar, el nivel de deformaciones por debajo del cual no tendría lugar el proceso de deterioro por fatiga y, en segundo lugar, el nivel de deformaciones en que tendría lugar la rápida propagación del fallo por fatiga. Cuando estos dos niveles de deformación están sepa-rados, las mezclas tienen un comportamiento dúctil y flexible, mientras que, cuando están próximos, la respuesta del material es más frágil y elástica.

3.2.2 Análisis del efecto de las tensiones térmicas en el proceso de fatiga


5ºC



Las tensiones registradas en las distintas mezclas evaluadas, producto de la variación de temperatu-ras entre 20 y 5 ºC, pueden observarse en la figura 11. En esta figura se han representado las tensiones registradas para cada mezcla confeccionada con los ligantes de diferente penetración, para un periodo de 12 horas. Se observa un fuerte incremento inicial de tensiones en la primera hora, registrándose para la mezcla fabricada con el ligante duro de penetración 13/22, una tensión máxima superior en cuatro veces a la registrada por la mezcla confeccionada con el ligante más blando, de penetración 60/70. A su vez, se observa en ambas curvas que existe una disipación de tensiones posterior al periodo en que se registraron los valores máximos, presentando al cabo de las 12 horas una tensión promedio de 1/3 del valor máximo registrado en ambas mezclas.

Los resul tados obtenidos de la apl icac ión del procedimiento EBADE a las mezclas evaluadas, las cuales han sido sometidas a un estado tensional previo, de origen térmico, producto de la variación de la temperatura de 20 ºC a 5 ºC, pueden observarse en la figura 12. Es esta figura se aprecia que las tensiones registradas en la primera hora, al igual que en la figura 11, registran sus valores máximos al final de dicho periodo. Posteriormente, una vez aplicado el procedimiento EBADE a las diferentes mezclas sometidas con tensiones térmicas iniciales, se observa que para el caso de la mezcla confeccionada

con el ligante de menor penetración, B-13/22, su deformación de rotura se produce incluso un nivel inferior al producido por el mismo procedimiento a 5ºC, sin tensiones térmicas iniciales, ilustrado en la figura 8, registrando a su vez, un menor número de ciclos para su fallo. Sin embargo, para la mezcla confeccionada con el ligante de penetración mayor, B-60/70, las tensiones térmicas inducidas en el periodo evaluado, no afectaron significativamente su nivel de deformación de rotura ni el número de ciclos hasta el fallo, observándose así, la mayor flexibilidad y el mejor comportamiento de la mezcla que utilizó el ligante de mayor penetración, B-60/70.

Figura 11 Tensiones térmicas registradas para un periodo de 12 horas, mezcla AC, B60/70 y B13/22.

Conclusiones

El nuevo procedimiento EBADE permite caracterizar el comportamiento a fatiga de las mezclas asfálticas me-diante la obtención de los dos niveles de deformación que determinan el fallo por fatiga de una mezcla en la estructura de pavimento, el nivel de deformación de-bajo del cual no existe daño y el nivel de deformación en el cual el fallo por fatiga progresa rápidamente.

El procedimiento EBADE presenta las siguientes ven-tajas frente a otros ensayos de fatiga:

Menor duración de los ensayos para evaluar la respuesta a fatiga de las mezclas asfálticas.

Utilización de probetas prismáticas que permiten obtener fácilmente los parámetros característicos del material.

Se puede realizar en un amplio rango de tempera-turas.

Permite simular el comportamiento a fatiga de mezclas asfálticas condicionadas por las tensiones térmicas.

Buena sensibilidad del procedimiento frente a los parámetros de estudio.



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4. Pérez F., Miró R., Martínez A., Botella R., Reyes O. and Valdés G. (2009). False Failure in Flexural Fatigue Tests. 2nd Workshop on 4 PB – Four Point Bending, 47-57.

5. Pérez F., Miró R., Martínez A., Alonso J., Cepeda J. y Rodríguez M..(2005). Desarrollo de un Nuevo Procedimiento para la Evaluación del comportamiento a Fatiga de las Mezclas Bituminosas a Partir de su Caracterización en un Ensayo a Tracción. Primer Premio Internacional a la Innovación en Carreteras Juan Antonio Fernández del Campo. España.


“Evaluation of the

geotechnical behavior of

Chilean volcanic soils as

fi lter material for domestic

water treatment”

Evaluación del comportamiento geotécnico de suelos volcánicos chilenos para su uso como material de fi ltro en la depuración de aguas residuales domésticas

Autores

SANHUEZA, C. Pontificia Universidad Católica de Chile

Fecha de recepción


3/4/2010

10/7/2011

PALMA, J. Pontificia Universidad Católica de Valparaíso

VALENZUELA, P. Pontificia Universidad Católica de Valparaíso

ARANEDA, O. Pontificia Universidad Católica de Chile

CALDERÓN, K. Pontificia Universidad Católica de Chile


[] Sanhueza, C. -Palma, J. -Valenzuela, P. - Araneda, O. - Calderón, K.

Abstract

Resumen Existen investigaciones realizadas en Chile que han permitido concluir que determinados suelos, que han sido depositados a lo largo de los años como producto de la actividad volcá-nica, pueden considerarse aptos para ser empleados como material de filtro en la depuración de aguas residuales domésticas. Estos suelos han estado siendo estudiados por investigadores de la Universidad de Chile, quienes han logrado definir las principales caracte-rísticas de los suelos volcánicos chile-nos más importantes y, de acuerdo a las propiedades estudiadas, tales como porosidad, área superficial y densidad,

Investigations carr ied out at Chi le have determined that certain soi ls placed over the years as a product of the volcanic activity can be suitable for use as filter material in domestic wastewater purification. These soils have been studied by Universidad de Chile researchers, who have defined the main characteristics of the most important Chilean volcanic soils and, according to the properties studied (such as porosity, surface area and

density, among others) have alleged that these materials exhibit water filter behaviour. As results of this research, first of all, the existing geotechnical information on Chilean volcanic soils has been complemented, such as hydraulic conductivity and, has been evaluating the influence design parameters, such as thickness of volcanic soil layers and the application rate of wastewater, in the purification of domestic wastewater.

entre otras, han permitido suponer que estos materiales presentan un adecuado comportamiento como filtro de aguas. Como resultado de esta investigación se ha podido, por una parte, complemen-tar la información geotécnica que existe sobre suelos volcánicos chilenos, tales como su conductividad hidráulica y, por otra, se ha podido evaluar la influencia de algunos parámetros de diseño, tales como el espesor de capa del suelo vol-cánico y la tasa de aplicación del agua residual, en la depuración de aguas residuales domésticas.

Keys words: Volcanic Soils; Permeability; Filters

Palabras clave: Suelos Volcánicos; Permeabilidad; Filtros


páginas: 66 - 81 [] Sanhueza, C. -Palma, J. -Valenzuela, P. - Araneda, O. - Calderón, K.

1. Introducción

En Chile, de acuerdo al censo del año 2002, aproxima-damente el 14% de la población total vive en zonas rurales que carecen, en muchos casos, de redes de alcantarillado público que permitan el saneamiento de las aguas residuales domésticas (ARD) y que, por lo tanto, deben buscar soluciones adecuadas a su realidad.

Actualmente, la mayoría de las soluciones tienen por objeto que los efluentes sean vertidos en cauces su-perficiales o en el propio terreno. En este último caso, el suelo se considera como etapa final del tratamiento, actuando como un filtro biológico, en el que el desa-rrollo de los fenómenos químicos, físicos y bioquími-cos logran la depuración de las aguas vertidas, cuya calidad dependerá de las características del suelo, del agua residual y de la tasa de aplicación de dicha agua.

Existen investigaciones realizadas en la Universidad Católica de Valparaíso que han permitido concluir que determinados suelos, que han sido depositados a lo largo de los años como producto de la actividad volcánica que hay en Chile, pueden considerarse aptos para ser empleados como material de filtro en la de-puración de ARD, específicamente, aquellas obtenidas a partir de fosas sépticas.

Estos suelos han estado siendo estudiados por investi-gadores de la Universidad de Chile, quienes han logra-do definir las principales características de los suelos volcánicos chilenos y, de acuerdo a las propiedades estudiadas, tales como porosidad, área superficial y densidad, entre otras, han permitido suponer que estos materiales presentan un adecuado comporta-miento como filtro de aguas.

Sin embargo, hay propiedades geotécnicas de estos suelos que aún no han sido investigadas, tales como su conductividad hidráulica, que junto a otras variables, como el espesor de capa y tasa de aplicación del ARD, influyen en la definición de un filtro de suelo volcánico chileno empleado para depurar ARD.

2. Suelos volcánicos de Chile

En Chile existe un gran número de volcanes consi-derados geológicamente activos, donde la actividad volcánica desarrollada durante siglos ha permitido la formación y depositación de grandes cantidades de cenizas volcánicas, generando importantes superficies de terreno derivados de este tipo de materiales.

Los suelos derivados de cenizas volcánicas poseen propiedades particulares que los hacen ser conside-rados diferentes a otros materiales. Estas propiedades se originan debido a la presencia dominante en la arcilla de un conjunto de minerales no cristalinos y paracristalinos que condicionan su comportamiento y utilización.

En Chile, los suelos derivados de materiales volcánicos representan entre el 50% y 60% del total de suelos arables que hay en el país (Tosso, 1985), concentrán-dose en forma importante entre las regiones Metro-politana y Décima.

2.1 Cenizas volcánicas

Las cenizas volcánicas son fragmentos finos de roca volcánica, con un tamaño de partículas inferior a 2 mm de diámetro. Están compuestas fundamental-mente por vidrio volcánico, que al descomponerse genera partículas con tamaños inferiores a 0,08 mm (arcillas y limos). Estas partículas son denominadas alofanes e imogolitas, las cuales son responsables de algunas propiedades singulares que caracterizan el comportamiento de estos suelos (Wesley, 1998), especialmente, cuando se encuentran en presencia de agua. Los suelos formados por cenizas volcánicas son geotécnicamente conocidos como suelos alofánicos (Paredes & Verdugo, 2004).

En Chile, los suelos alofánicos cubren una importante superficie de terreno, alcanzando aproximadamente 3.757.000 hectáreas, de las cuales el 89% correspon-de a suelos Trumaos y el resto a Ñadis (Hermosilla & Cárdenas, 2007).

El tamaño variado, la gran cantidad de poros, la estruc-tura atómica amorfa y la textura finamente dividida, son entre otras características, las que permiten ex-plicar la rapidez en el proceso de alteración del vidrio volcánico, formando los componentes de alteración con predominio de las partículas antes mencionadas, alofán e imogolita (Flórez et al., 2006).

Estudios realizados a partículas de alofán muestran dos posibles morfologías: una en forma esférica y la otra en forma de toro de revolución, con una pequeña abertura (Paterson, 1977). La principal característica de estas estructuras es que permiten que el agua in-grese al interior de las partículas, quedando adherida por enlaces atómicos de la misma manera en que el agua se adhiere a la superficie exterior. Por otro lado, pueden quedar moléculas de agua enlazadas en las aberturas producidas por la estructura de los alofanes.



Respecto a las partículas de imogolita, su morfología fibrosa permite formar una especie de telar tejido, el cual también permite el paso del agua tanto en la parte interior de los tubos, como entre ellos quedando esta adherida en la superficie.

De esta manera, los suelos volcánicos presentan un comportamiento geomecánico diferente al tradicio-nal. Entre ellos, que poseen una gran capacidad de retención de agua, humedades naturales elevadas, bajas densidades secas, elevados ángulos de fricción y cambios en su estructura dependiendo del tipo de secado empleado (Paredes & Verdugo, 2004; Hermo-silla & Cárdenas, 2007).

2.2 Procesos de formación de suelos volcánicos

Los depósitos de cenizas volcánicas, como resultado de la intensa actividad volcánica, son un caso especial no fácil de asociar a los procesos clásicos de erosión, en los cuales se comienza con la desintegración de la roca y se produce un progreso vertical hacia abajo. Esto se debe, entre otras razones, a que los depósitos de cenizas volcánicas forman una serie de perfiles o capas a partir de erupciones que van conformando vastas áreas con buen drenaje. Con esto, el proceso de erosión puede así continuar sucediendo a grandes pro-fundidades, simplemente, debido a que los depósitos de cenizas volcánicas profundos han sido sometidos a procesos erosivos por períodos de tiempo más largos que aquellos que se encuentran más próximos a la superficie (Little, 1969).

Estos materiales se encuentran dentro del grupo de suelos residuales, por lo que su comportamiento queda definido por su estructura, el tamaño de las partículas y la mineralogía de las arcillas presentes. Por otro lado, estos materiales pueden ser agrupados según la cla-sificación propuesta por Little (1969), según su perfil de erosión. Sin embargo, esta clasificación presenta ciertas desventajas, dentro de las cuales se encuentra el que no es posible correlacionar sus propiedades con la de otros suelos dentro de la misma clasificación.

Según la agrupación de suelos propuesta por Little (1969), las cenizas volcánicas se encuentran dentro de un subgrupo correspondiente a suelos residuales fuertemente influenciados por minerales arcillosos especiales, no encontrados dentro de los suelos se-dimentarios.

Los minerales arcillosos presentes en este tipo de de-pósitos corresponden a un caso inusual, como es el alofán, el cual presenta una estructura del tipo amorfo y partículas con una débil estructura cristalina.

2.3 Características del trumao

El Trumao se define como un suelo alofánico, con presencia de partículas de alofán, imogolita y varios filosilicatos, en el cual predominan arcillas no crista-linas o paracristalinas. Es de color café amarillento y su clasificación USCS corresponde a MH, limo de alta compresibilidad, a pesar de presentar características de arcilla. Se estima su edad entre 500 y 20.000 años.

Corresponde a un suelo muy común en la depresión intermedia de las regiones ubicadas en el sector cen-tro-sur de Chile, abarcando una superficie aproximada de 3.334.000 ha, con origen y formación de carácter volcánico.

Todos los suelos volcánicos ubicados en esta zona tienen por origen materiales piroclásticos que inclu-yen cenizas de carácter basáltico-andesítica, arenas, pómez, o bien, provienen de la retransportación de estos materiales. Estos suelos corresponden a la edad Cuaternaria y, en el caso del Trumao, al volcanismo Würm o post-Würm.

Para el caso de la zona centro-sur de Chile, estos sue-los se formaron por la abundante actividad volcánica, junto a las acciones glaciales del Pleistoceno, con lo que remodeló en gran forma el paisaje de la zona. Se suma a lo anterior la potente acción lahárica.

En síntesis, los principales factores que han influido en su formación, han correspondido a la gran cantidad de precipitaciones en la zona; al relieve; al pH, el cual debe estar dentro de un rango comprendido entre 4,6 y 7,6 para que el vidrio volcánico pueda descom-ponerse en partículas de alofán e imogolita (Parfitt et al., 1989); al grado de percolación; a la topografía; y, a la temperatura, entre otras.

En este suelo se pueden distinguir tres horizontes, cada uno con características particulares:

- Horizonte A: espesor de capa mínima de 0,80 m. Colores muy oscuros debido al alto porcentaje de carbón orgánico (8 a 40%). Texturas francas.

- Horizonte B: estructura de débil desarrollo, la profundidad a la cual se encuentra fluctúa en 1 o más metros. Su color es pardo amarillento oscuro. Consta de una textura franca o franca limosa o ar-cillosa, el carbón orgánico alcanza concentraciones que están alrededor de un 2 a un 5%.

- Horizonte C: es muy similar al horizonte B, con la diferencia que presenta menor o nula actividad biológica y la concentración de carbono orgánico resulta ser de un 0,5 a un 2%.



De acuerdo a sus propiedades, es considerado un buen material para utilizar como filtro. Sin embargo, esta positiva calidad se ve opacada debido a que presenta diversos problemas químicos (Rojo, 2004).

Propiedades geotécnicas del suelo volcánico: trumao

El Trumao es un suelo muy poroso, con densidades aparentes bajas pero que se va incrementando con la profundidad. En estado seco se comporta de manera muy esponjosa, mientras que en condiciones húmedas, de forma grasosa y jabonosa. Es característico de estos suelos tener un pH cercano a 5,6 (Ellies et al. 1993).

3.1 Propiedades físicas

A partir de ensayos realizados en terreno, se pudo comprobar que la densidad natural seca es del orden de 0,89g/cc, con una humedad natural del 77% y una densidad húmeda de 1,52g/cc.

Los ensayos llevados a cabo para esta investigación, arrojaron como resultado un valor de límite líquido igual a 50 y un índice de plasticidad de 16.

Algunos suelos residuales sufren cambios irreversibles dependiendo del método de secado empleado en la-boratorio, tal como lo comprobaron los investigadores Paredes y Verdugo (2004) al estudiar el comportamien-to geomecánico de algunos suelos del sur de Chile. Esto es particularmente cierto cuando los materiales contienen alofán o halocita.

Con respecto a la presencia de alofán, las partículas arcillosas con contenidos de humedad natural pueden tener un comportamiento plástico, mientras que al ser secados en horno, pueden sufrir un cambio en su estructura y no se comporten plásticamente. Este aspecto fue estudiado por investigadores de la Univer-sidad de Chile, concluyendo que el secado al horno y al sol alteraba la estructura original del suelo, modifi-cándose significativamente los límites de Atterberg y la densidad Proctor (Paredes & Verdugo, 2004).

Los resultados obtenidos del análisis granulométrico, en conjunto con los resultados de los límites de Atter-berg, permiten clasificar el suelo como MH.

Respecto al peso específico de los sólidos, muestras de suelo volcánico extraídas de la zona sur de Chile para esta investigación y, tras la aplicación de la norma

chilena NCh1532Of.80, arrojaron como resultado un valor de 2,47g/cc.

En cuanto a la permeabilidad de los suelos residuales, esta es generalmente mayor que en el caso de suelos sedimentarios. Esto se debe a las características mi-croestructurales que presentan las partículas de arcillas y su estructura abierta. Sin embargo, su permeabilidad puede ser drásticamente disminuida por efecto del remoldeo y la compactación de la probeta, las cuales tienden a romper dicha estructura.

3.2 Propiedades mecánicas y de compactación

La determinación de la densidad Proctor se llevó a cabo según la norma NCh1534/2Of.2008, la cual establece consideraciones especiales para los suelos con presen-cia de partículas de alofán. La DMCS de este material corresponde a 1,40g/cc, para una humedad óptima de compactación del 24% (figura 1).

Figura 1 Curva compactación Proctor suelo volcánico Trumao

Respecto a los parámetros de resistencia al corte del Trumao, se tienen valores para el ángulo de fricción de 43,3°; mientras que, para la cohesión se indica un valor muy bajo, llegando a 0t/m2, dando como consecuencia una aproximación a un suelo tipo areno-limososo más que a una arcilla (Paredes & Verdugo, 2004).

En cuanto a la resistencia a la torsión, Ellies et al. (1995), utilizaron una veleta de torsión en condiciones saturadas para lograr determinar la resistencia que este suelo presenta a la torsión. Su principal conclusión es que la resistencia a la torsión disminuye a medida que aumenta la profundidad de este suelo, lo cual puede deberse al aumento de los poros de drenaje



lento en desmedro de la disminución de los poros de agua útil que son de menor tamaño.

Por otro lado, previo a la extracción de muestras en terreno para efectuar los ensayos de esta investiga-

ción, se llevó a cabo un ensayo PANDA (Pénétromètre Autonome Numérique Dynamique Assisté) [NF P 94-105], el cual corresponde a un ensayo de penetración dinámica, cuyos resultados se muestran en la figura 2.

Figura 2 Resistencia a la penetración por punta del suelo volcánico Trumao

La resistencia del suelo volcánico en función de la profundidad, ha permiti-do comprobar los distintos horizontes encontrados durante la exploración del terreno. Se observa que la resisten-cia de punta es baja, oscilando entre 0,15 y 6MPa. La mayor resistencia se registra a 1,625m de profundidad.En la tabla 1 se presenta un resumen con las principales propiedades físi-cas, mecánicas y de compactación del suelo volcánico conocido como “Trumao”.

Tabla 1 Parámetros físicos, mecánicos y de compactación del Trumao

Propiedad Valor

%Finos Densidad seca 70%0,89g/cc

Humedad natural 77%

Límite líquido 50

Índice de plasticidadDMCS%WóptResistencia a la penetración (qd)

161,40g/cc24%0,15 a 6MPa

Nota: Todos los resultados han sido obtenidos a partir de ensayos en terreno y en la-boratorio normalizados por normas chilenas o extranjeras, efectuados a muestras de suelo volcánico (Trumao) ubicadas en un sector a 54 kilómetros de la ciudad de Chillán.



Estimación de la permeabilidad

La conductividad hidráulica de un suelo es una pro-piedad no siempre constante, ya que depende de la estructura del suelo y de las condiciones en que este se encuentre (Hillel, 1998; Hartge y Horn, 1999). Además, si se considera la compleja geometría de los poros, se obtiene como resultado un complicado trabajo para establecer una relación entre textura y propiedades hidráulicas del suelo.

Esta propiedad varía entre un material y otro de ma-nera significativa, siendo los suelos granulares los que presentan mayor permeabilidad, mientras que los arcillosos, la menor. Por otra parte, los andisoles como el caso del Trumao, tienen una alta conductividad hi-dráulica a bajas tensiones, debida, principalmente, a su gran cantidad de macroporos y distribución uniforme (Ellies & Vyhmeister, 1981). Sin embargo, a altas ten-siones estos suelos mantienen una alta conductividad hidráulica (Allies & Vyhmeister, 1981).

Existe una amplia gama de métodos para determinar las características hidráulicas del suelo en campo o en laboratorio, incluso, a partir de correlaciones empíri-cas. Los métodos de campo permiten la determinación in situ de las características hidráulicas, pero presentan dudas sobre el volumen de muestra real necesaria. Las técnicas de laboratorio requieren más preparación de la muestra, pero permiten mayor número de medidas y mejor control de las condiciones experimentales. La mayoría de las técnicas tienen rangos específicos de aplicabilidad con respecto al tipo y a la saturación del suelo (Van Genuchten, 1980; Klute, 1986).

4.1 Métodos para determinar la conductividad hidráulica en laboratorio

En laboratorio se pueden efectuar dos pruebas para determinar la permeabilidad de un material: la prueba de carga constante (materiales de grano grueso) y la prueba de carga variable (materiales finos).

La prueba de carga constante se basa en mantener el suministro de agua de manera tal, que la diferencia entre la carga de entrada sea igual a la de salida en todo momento del ensayo. Una vez establecida la tasa constante de flujo, el agua es recolectada en una probeta graduada durante cierto tiempo. El valor de la permeabilidad, k, queda definida como:

(1)

Donde: k, Coeficiente de permeabilidad (cm/s); Q, Volumen total de agua (cc); L, Distancia que debe recorrer el fluido al interior de la masa del material (cm); A, Área de la sección transversal de la muestra (cm2); h, Pérdida de carga hidráulica (cm); t, Tiempo en el cual se recoge el agua (s). En la prueba de carga variable se considera una dife-rencia inicial de carga h1 en el tiempo t = 0. A con-tinuación, se permite que el agua fluya a través del material, de manera que la diferencia final de carga en el tiempo t2 sea igual a h2. De este modo, la tasa de flujo q del agua, a través del material en cualquier tiempo se expresa por:

(2)

A partir de la ecuación (2) se obtiene el coeficiente de permeabilidad bajo este método, como:

(3)

Donde: k, Coeficiente de permeabilidad (cm/s); a, Área de la sección transversal de la probeta (cm2); L, Distan-cia que debe recorrer el fluido al interior de la masa del material (cm); A, Área de la sección transversal de la muestra (cm2); t, Tiempo en el cual se recoge el agua (s); h1, Carga hidráulica en el punto 1 (cm); h2, Carga hidráulica en el punto 2 (cm).

Por otro lado, la norma ASTM “Standard test methods for measurement of hidraulic conductivity of satured porous materials using a flexible wall permeameter” (ASTM, 2000) permite determinar la conductividad hidráulica de materiales con poros saturados usando un permeámetro de paredes flexibles.

Este método es aplicable a un flujo de agua unidi-mensional y laminar, donde la masa de suelo debe encontrarse 100% saturada y se asume válida la ley de Darcy.

La permeabilidad de la muestra de suelo queda defi-nida como:

(4)

Donde a es el área de la sección transversal de la probeta graduada que se encarga de entregar agua al suelo (m2); y, es el tiempo que demora en pro-ducirse la diferencia de la cargas hidráulicas h1 y h2.



La ecuación (4) es aplicable según la definición del método B de dicha norma al caso en estudio, ya que se cumple que existe una presión constante aguas abajo.

Otra alternativa, se basa en la propuesta de Reynolds & Elrick (1985), quienes plantearon la siguiente ecua-ción:

En este caso, Q representa el caudal de infiltración en (L3/T); H, el nivel de agua en el agujero de infiltración en (L); C, corresponde a un factor de forma adimen-sional; a, es el radio del pozo de infiltración; y, , es un parámetro que caracteriza el efecto de la zona no saturada del suelo en (1/L).

Se debe tener en cuenta que cuando el suelo se en-cuentra con alto porcentaje de humedad no repre-sentará un flujo en condiciones no saturadas. Por lo que en este caso el valor puede resultar poco repre-sentativo.

Por otro lado, el valor que se le asigna a es una esti-mación, lo que puede conllevar a ciertas imprecisiones.

Glover (Luna, 2003), por otra parte, fue uno de los primeros en desarrollar un método que permitiera definir de manera analítica el caudal de infiltración, considerando en este caso solo el flujo debido al gradiente de presión tanto en las paredes como en el fondo de la perforación, considerando todo el suelo alrededor del pozo como totalmente saturado.

(6)

En este caso Q representa el caudal de infiltración en (L3/T); H, el nivel de agua en el agujero de infiltración en (L); y, C; corresponde a un factor de forma adi-mensional.

Este modelo no considera el flujo producto de la acción de la gravedad (flujo gravitacional), por lo que propor-ciona valores demasiado altos cuando la altura de la carga hidráulica es baja. Por esta razón, y a partir de experiencias, se concluyó que a mayores alturas este modelo se ajusta mejor a la realidad.

Por otra parte, Laplace (Luna, 2003) propuso un mé-todo, que en comparación con el anterior, considera el flujo debido al gradiente de presión de las paredes y el fondo del pozo. Además, considera al suelo del contorno en condiciones totalmente saturadas:

(7)

En este caso, Q representa el caudal de infiltración en (L3/T); H; el nivel de agua en el agujero de infiltración en (L); C; corresponde a un factor de forma adimen-sional y a es el radio del pozo de infiltración.

Para este modelo, la variabilidad de los resultados son menores con respecto al modelo de Glover.

4.2 Métodos para determinar la conductividad hidráulica en terreno

Al igual que en laboratorio, se pueden llevar a cabo en terreno tanto pruebas de carga variable como de carga constante al interior de pozos o perforaciones. En el caso de pruebas de carga variables, estas pueden ser en régimen de carga variable creciente o decreciente.

En terreno también pueden llevarse a cabo pruebas sencillas, rápidas y de bajo costo, como es el caso del “Slug Test” y el método de “Porchet”, muy común en la práctica chilena.

El método de Porchet (Espinoza, 2006) entrega un va-lor de infiltración global de la masa de suelo. Consiste en llenar de agua una cavidad y medir el descenso de la superficie libre, debido a la infiltración que se produce tanto por el fondo como por las paredes de la perforación. Esta capacidad de infiltración se deter-mina a partir de las alturas de las cabezas hidráulicas, en dos instantes de tiempo predefinidos, de acuerdo a la siguiente ecuación:

(8)

Donde R es el radio de la excavación realizada para ejecutar el ensayo; h1 y h2 las alturas de agua para los tiempos t1 y t2, respectivamente.

4.3 Métodos empíricos para determinar la conductividad hidráulica

Conocidas son las relaciones empíricas propuestas por algunos autores, las cuales permiten estimar el coeficiente de permeabilidad de un material a partir de otras propiedades.

La mayoría de estas formulaciones están basadas en las características granulométricas del material y permiten



estimar de forma bastante aproximada, el valor de permeabilidad que es empleado en la etapa de diseño.

Hazen (1892,1911) desarrolló una de las primeras fórmulas empíricas para determinar la permeabilidad de arenas saturadas, basada en el tamaño D10 del material y de un coeficiente empírico CH denominado coeficiente empírico de Hazen. Normalmente, este coeficiente toma el valor de 100. La permeabilidad es obtenida mediante la siguiente formulación:

(9)

Hazen desarrolló esta fórmula para el diseño de filtros de arenas empleados para la purificación de agua, donde normalmente se emplean arenas limpias con un coeficiente de uniformidad Cu menor que 2 (Ter-zaghi y Peck, 1964). Muchos otros investigadores han definido valores para el coeficiente CH, los cuales se encuentran en un rango entre 1 y 1000 (Taylor, 1942; Terzaghi y Peck, 1964; Lambe y Whitman, 1969; Das, 1997). Esta fórmula es generalmente limitada para 0,01cm< D10< 0,3cm.

La principal restricción que presenta esta fórmula, es que el coeficiente CH ha sido definido para una temperatura del agua de 10ºC, situación que limita su aplicabilidad para otras condiciones de temperatura.

Considerando esta condicionante, Kozeny (1927) y Karman (1938, 1956) desarrollaron una formulación semiempírica para predecir la permeabilidad en medios porosos, siendo posible incorporar valores de tempe-ratura del agua distintos a 10ºC y la granulometría completa del suelo, mediante la siguiente formulación:

(10)

Donde: g, peso unitario del líquido; m, viscosidad del líquido; CK-C, coeficiente empírico de Kozeny-Karman; So, superficie específica por unidad de volumen de partículas; e, razón de vacíos del suelo.

Cuando el líquido es agua (Tº = 20ºC), la fórmula de Kozeny y Karman es igual a:

(11)

En 1999, Arya et al. presentaron un método indirec-to que busca relacionar la conductividad hidráulica,K( ), en función del contenido de agua, con el valor de la conductividad hidráulica en condiciones satu-radas (KS).

Según lo anterior, el cálculo de la conductividad hi-dráulica a un cierto contenido de agua K( i), se resume en la siguiente fórmula:

(12)

Donde: L, largo de la muestra; , diferencia de cabeza hidráulica a través del largo de la muestra en dirección del flujo; A, área de la sección transversal del la muestra; y, Qj, volumen de salida contribuido por la j-ésima fracción de poro.

Por otra parte, Schlichter (Angelone et al., 2006) introduce a la fórmula de Hazen una corrección por compacidad (C) en función de la porosidad (η):

(13)

Tabla 2 Relación entre compacidad y porosidad (Angelone et al, 2006)

η 0.26 0.38 0.46

C 83.4 24.1 12.8

Terzaghi, por su parte, considera una constante que toma en cuenta la porosidad y el tipo de material:

(14)

(15)

Donde n es la porosidad del material; y, C0 es un co-eficiente que dependerá del material, según la relación que se presenta en la tabla 3:



Tabla 3 Valores de C0 según tipo de material (Angelone et al., 2006)

Material C0

Arena grano redondo 800

Arena grano anguloso 460

Arena con limos < 400

Loudon establece una fórmula más compleja para determinar la permeabilidad:

(16)

Donde h representa la porosidad; S la superficie es-pecífica, según tabla 4; y, k representa el coeficiente de permeabilidad a 10°C.

Tabla 4 Valor de la superfi cie específi ca en función de la abertura del tamiz

Tamiz Superficie específica

4 – 10 13.5

10 – 16 38.9

16 – 30 71.5

30 – 60 156.2

60 – 100 311

100 - 200 572

4.4 Estimación de la permeabilidad del suelo volcánico Trumao

En la investigación se llevó a cabo una campaña de ensayos, tanto en terreno como en laboratorio, para estudiar el comportamiento y estimar la permeabilidad del suelo volcánico extraído de la zona centro-sur de Chile. Por otra parte, se pudo estimar la permeabili-dad en función de algunas correlaciones y modelos empíricos encontrados en la bibliografía.

4.4.1 Permeabilidad in situ

En terreno se llevaron a cabo dos ensayos de permeabi-lidad bajo carga constante, de 2,7 y 4 cm, obteniendo como resultado, tras aplicar el modelo de Reynolds & Elrick, un coeficiente de permeabilidad de 6x10-5cm/s.

4.4.2 Permeabilidad de laboratorio

En laboratorio, se llevó a cabo un ensayo de per-meabilidad bajo carga variable a una probeta de sue-lo volcánico, compactada al 95% del PM y con una humedad cercana a la humedad óptima, obteniendo como resultado un coeficiente de permeabilidad de 8,74x10-5cm/s.

4.4.3 Aplicación de modelos empíricos para estimar la permeabilidad

En laboratorio se confeccionó una probeta del mismo suelo volcánico empleado en la determinación de la permeabilidad de los dos casos anteriores, con el ob-jeto de llevar a cabo un ensayo a escala para estimar la permeabilidad en función de los modelos empíricos antes descritos.

El diseño del modelo a escala consistió en la utilización de tubos de PVC de 110 mm de diámetro, unidos a una válvula y llave de paso que permitía la salida del agua. La altura total de la probeta fue de 50 cm (Figura 3).

Figura 3 Modelo a escala de la probeta de suelo volcánico empleada en la determinación de la

permeabilidad por modelos empíricos



Para llevar a cabo los ensayos se empleó agua destila-da, la cual fue ingresada a la probeta en forma diaria, en la mañana y en la tarde.

Terminado el periodo de ensayo, se procedió a calcular la permeabilidad del suelo siguiendo algunos de los métodos empíricos presentados anteriormente, cuyos resultados se muestran en la tabla 5. Para ello, se han considerado valores promedio de todos los obtenidos.

Los resultados obtenidos por los distintos métodos, han sido graficados y se muestran en la figura 4.

Tabla 5 Valores de permeabilidad promedio según formulaciones empíricas

Método k (cm/s)

Carga variable 2,47x10-5

Método de Porchet 1,80x10-6

Norma ASTM, 2000 2,47x10-5

Método de Glover 1,58x10-5

Método de LaPlace 1,35x10-5

Método de Reynolds & Elrick 1,33x10-5

Figura 4 Variación de la permeabilidad por autor en las fases 1 y 3

A partir de los resultados graficados en la figura 4, se deduce que los valores de permeabilidad obtenidos a partir de los modelos propuestos por los autores Glo-ver, LaPlace y Reynolds & Elrick, registrados en cada medición, siguen la misma tendencia. Por otro lado, se observa la misma situación entre los resultados obtenidos por la norma ASTM(2000) y el método de carga variable.

Respecto a los valores promedio obtenidos, se ob-serva que ninguno se encuentra dentro del rango de variación de los valores de las pruebas de terreno y de laboratorio, existiendo algunas mediciones puntuales en las que el valor de k se sitúa dentro de ese rango.

5. Uso de suelos volcánicos chilenos en la construcción de fi ltros para depurar

aguas residuales domésticas

Valenzuela et al. (2008), presentaron los primeros resultados sobre la efectividad de filtros de suelos volcánicos chilenos en la depuración de ARD, dejando algunas variables por estudiar, como la variación del espesor de la capa de suelo o la tasa de aplicación del agua residual.



5.1 Confi guración del fi ltro de suelo volcánico (Trumao)

En laboratorio se confeccionaron cuatro probetas del mismo suelo volcánico empleado en la determinación de la permeabilidad, con densidades de compactación en torno al 95% de la densidad Proctor y humedad de compactación cercana a la óptima. En cada una de las probetas se varió tanto el espesor de la capa (E) como la tasa de aplicación del agua residual (K).

Los espesores de capa definidos fueron de 15 cm y 30 cm.

5.2 Defi nición de la tasa de aplicación del agua residual doméstica

En cuanto a los valores de las tasas de aplicación del agua residual doméstica, estas fueron definidas para una aplicación equivalente diaria de 50L/m2, lo que lelvó a un resultado de 200 cc y otra de 220 cc, distri-buidas en dos veces al día, cada una de 100 cc y 110 cc, respectivamente.

5.3 Metodología de ensayo en laboratorio y parámetros de calidad del agua residual

Para evaluar la efectividad del filtro, el agua residual empleada fue analizada antes y después del proceso de depuración, durante un periodo de tiempo aproxima-do de tres meses, con mediciones cada tres semanas. Los ensayos para medir los parámetros de calidad del agua fueron:

- Parámetros químicos orgánicos: DBO5- Parámetros biológicos: Coliformes totales- Parámetros físicos: Sólidos totales

5.4 Resultados obtenidos y análisis previo

En la figura 5 se observan los resultados obtenidos luego de la depuración del agua residual doméstica, empleando filtros de suelos volcánicos (Trumao), para el parámetro de calidad DBO5 en cada una de las tres mediciones efectuadas en el período de tiempo de la investigación a la fecha.

Figura 5 Efectividad del fi ltro de suelo volcánico en la depuración del agua residual, en relación a la Demanda

Biológica de Oxígeno (DBO5)

La efectividad de los filtros utilizando el suelo volcáni-co Trumao comprende valores en todas las mediciones iguales o superiores al 94% de depuración. Además, los promedios de las probetas suelen ser iguales o superiores al 95%.

En relación a la normativa, se han considerado valores de referencia internacional y posibles usos que se le puede dar en cada caso. De esta manera, la Directiva europea N°91/271 del 21 de mayo de 1991, contempla un valor máximo para este parámetro de 25mg/L, lo cual se cumple, ya que el valor más alto registrado por la mediciones de depuración hasta el momento fue de 14,7mg/L. Para la normativa venezolana, por ejemplo, con el Decreto N°883/1995, los límites se fijan para este parámetro en relación a la fuente receptora a la cual se depositará el ARD, en donde los valores se dis-tribuyen de la siguiente manera: Ríos, estuarios, lagos, embalses y medio marítimo de 60mg/L, redes cloacales 350mg/L. En la normativa mexicana, con la Norma Oficial Mexicana NOM-001-ECOL-1996, se obtiene el valor límite de 30mg/L como el más restrictivo para ríos cuando se utiliza para la vida acuática.

En la figura 6 se observan los resultados obtenidos luego de la depuración del agua residual doméstica, para el parámetro de calidad coliformes totales, ob-servándose una efectividad en torno al 100%.

En relación a la normativa chilena, se establece en re-lación al parámetro coliformes totales, valores límites de 1000NMP/100ml, lo que claramente es cumplido de acuerdo a los resultados obtenidos (Decreto N°236/26: “Reglamento general de Alcantarillados Particulares, Fosas sépticas, Cámaras filtrantes, Cámaras de Con-tacto, Cámaras absorbentes y Letrinas Domiciliarias”. Actualizado a Julio de 2004).



Figura 6 Efectividad del fi ltro de suelo volcánico en la depuración del agua residual, en relación a la presencia

de bacterias coliformes totales

Figura 7 Efectividad del fi ltro de suelo volcánico en la depuración del agua residual, en relación a la presencia

de sólidos totales

En la figura 7 se observan los resultados obtenidos luego de la depuración del agua residual doméstica, empleando filtros de suelos volcánicos (Trumao), para el parámetro de sólidos totales, en cada una de las tres mediciones efectuadas en el período de tiempo de la investigación a la fecha.

Al contabilizar los sólidos suspendidos y sólidos di-sueltos en un solo grupo general, que corresponde a los sólidos totales, es posible notar que la efectividad de los valores está en un rango muy amplio, entre 16% y 84%.

De acuerdo a los resultados obtenidos, es importante mencionar que los sólidos suspendidos tuvieron un mayor nivel de depuración que los sólidos disueltos, ya que los valores de los primeros parámetros alcanzan efectividades mayores al 90%.Dos variables medidas fueron la influencia del espesor de la capa de suelo volcánico y la tasa de aplicación del agua residual doméstica, en la calidad de la de-puración del agua.

Para los casos en que el espesor es de 15 cm, se re-fleja una leve alza en los valores al aplicar una tasa de agua residual de 550 cc, mientras que la depuración es mejor cuando se aplican 500 cc en las probetas. De esta manera, los mejores resultados se obtienen con la combinación de probetas de altura 15 cm y tasa de aplicación de 500 cc, para el parámetro DBO5.

En relación al parámetro coliformes totales, para los casos en que el espesor es de 15 cm, se refleja una leve alza en los valores al aplicar una tasa de agua residual de 550 cc, mientras que la depuración es mejor cuando se aplican 500 cc en las probetas. De esta manera, los mejores resultados se obtienen con la combinación de probetas de altura 15 cm y tasa de aplicación de 500 cc, para el parámetro coliformes totales.

En relación al parámetro sólidos totales, para los casos en que el espesor es de 30 cm, se refleja una leve alza en los valores al aplicar una tasa de agua residual de 550 cc, mientras que la depuración es mejor cuando se aplican 500 cc en las probetas. De esta manera, los mejores resultados se obtienen con la combinación de probetas de altura 30 cm y tasa de aplicación de 500 cc, para el parámetro sólidos totales.



6 Conclusiones

Como resultado de esta investigación se ha podido, por una parte, complementar la información geotéc-nica que existe sobre suelos volcánicos chilenos, tales como su conductividad hidráulica y, por otra, se ha podido evaluar la influencia de algunos parámetros de diseño, tales como el espesor de capa del suelo volcánico y la tasa de aplicación del agua residual, en la depuración de aguas residuales domésticas.De esta manera, las tres principales conclusiones en relación a los objetivos planteados son:

La permeabilidad del suelo volcánico conocido como Trumao, de acuerdo a los distintos métodos emplea-dos, tales como ensayos de laboratorio, ensayos de terreno y pruebas con modelos a escala, sugieren un rango de variación entre 1,33x10-5 y 8,74x10-5cm/s. Este rango queda acotado de la siguiente manera:

Pruebas de laboratorio y terreno k = 6x10-5 a 8,74x10-5cm/s

Aplicación de métodos empíricos a modelos a escala

k = 1,33x10-5 a 2,47x10-5cm/s

La variación del espesor de suelo volcánico influye en el nivel de depuración de determinados parámetros de calidad del agua. De esta manera, probetas de 15 cm de espesor de Trumao, proporcionan mejores resultados de depuración en relación a los parámetros DBO5 y coliformes totales, respecto a las probetas de 30 cm de espesor de Trumao.

La variación de la tasa de aplicación del agua residual, 500 cc/día respecto de 550 cc/día, para todos los parámetros de calidad medidos, sugieren que tras la aplicación de 500 cc/día, se obtiene una mejor depu-ración del agua residual doméstica.

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