puentes curvos revista U de Nueva León

CIENCIA FICR E V I S T A D E D I V U L G A C I Ó N C I E N T Í F I C A Y T E C N O L Ó G I C A

F A C U L T A D D E I N G E N I E R I A C I V I LUniversidad Autónoma de Nuevo León No. 1 Cuatrimestral Enero - Abril 2007

� CIENCIA FIC No.1 Enero - Abril 2007

Consejo Editorial



Ing. José Antonio González TreviñoRector

Dr. Jesús Áncer RodríguezSecretario General

Dr. UbaIdo Ortiz MéndezSecretario Académico

Ing. Oscar J. Moreira FloresDirector de la Facultad de Ingeniería Civil

Dr. Guillermo Villarreal GarzaSubdirector de la Facultad de Ingeniería Civil

Ing. Justino César González Álvarez M. en I.Subdirector de Estudios de Posgrado, FIC

Ing. Ma. Inés Fuentes RodríguezSecretaria Académica de la Facultad de Ingeniería Civil

Dr. Rafael Gallegos LópezCoordinador General del Instituto de Ingeniería Civil “RRV”

Dr. Pedro Leobardo Valdez TamezCoordinador de Investigación, FIC

El contenido de los artículos firmados es únicamente responsabilidad del autor(es) y no de los editores. El material impreso puede reproducirse mientras sea sin fines de lucro y citando la fuente.

Portada: Ben Frankin Bridge, PhiladelphiaDiseño: Armando LandoisFormato: José Alejandro Herrera González

Dr. Pedro Leobardo Valdez Tamez Dr. Gerardo Fajardo San Miguel

Editores

�CIENCIA FIC No.1 Enero - Abril 2007

Contenido

CIENCIA FIC es una revista cuatrimestral, de difusión científica y tecnológica de la Facultad de Ingeniería Civil, sin fines de lucro, editada por la Coordinación de Investigación.

El rol de las puzolanas naturales en el mejoramiento de la durabilidad del concreto reforzado.J. Pacheco, G. Fajardo, P. Valdez, A. Badillo

Puentes curvos de trabes de acero y losa de concreto: Sus dilemas de diseño y construcción.Ricardo González Alcorta, Guillermo Villarreal Garza, Salvador R. Marines Delgado

Effect of overexploitation of the aquifer of the Hundido Valley and the impact on the ecological reserve of the Cuatro Cienegas Valley of Coahuila, Mexico.Rodríguez M. J. M., Souza S. V., Arriaga Díaz de León L. E

Concreto para uso estructural, económico, durable y sustentable con alto contenido de ceniza volante.Alejandro Durán Herrera, Jorge Maurilio Rivera Torres

Hacia un sistema automático de aforo vehicular basado en se-cuencias de video y redes neuronales artificiales.Mauro Maldonado Chan, Dr. Rafael Gallegos López, M.C. Federico López Vázquez, Ing. Juan Antonio Sandoval Cortina, Dr. Mauricio Cabrera Ríos

Método para diseñar el pórtico de entrada de puentes peatonales metálicos utilizando frecuencias naturales.Dr. Guillermo Villarreal Garza, Dr. Ricardo González Alcorta

Uso de materiales cerámicos en procesos fotoinducidos para descontaminar aguas residuales de la industria química.Torres Guerra Leticia M., Garza Tovar Lorena L., Cruz López Arquímedes, Juárez Ramírez Isaías

Participación de la mujer en un sistema sustentable de autoconstrucción asistida.Bianca C. Guevara Moreno, César A. Juárez Alvarado, Pedro L. Valdez Tamez, Jorge L. Acevedo Dávila

Información para autores

Noticias

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Editorial

En gran medida los avances científicos y tecnológicos están encaminados no sólo a la generación de nuevos productos sino al establecimiento de procesos que garanticen un desarrollo sustentable, los cuales involucran sin lugar a dudas, a todas las áreas del conocimiento. La ingeniería civil no es la excepción, debe cumplir la función esencial de fomentar la producción de nuevos materiales además de desarrollar esquemas tecnológica-mente adecuados que aseguren la mejor utilización de los recursos naturales y de los procesos que satisfagan las necesidades de una comunidad cambiante y demandante. El suministro, control y tratamiento de aguas, la exigencia en propiedades y funciones que los nuevos materiales de construcción deben de cumplir, la vialidad y urbanización, los diseños optimizados de las estructuras, etc.; son sólo algunos ejemplos. Así mismo, dentro de este contexto de exigencias, es de suma importancia que se propicie la plataforma educativa para que los futuros profesionales de estas áreas, cuenten con las competencias profesionales y actitudinales que demanda el mercado laboral tanto nacional como internacional.

Con este propósito, la Facultad de Ingeniería Civil de la Universidad Autónoma de Nuevo León, ha esta-blecido en su plan de desarrollo 2012, incidir decididamente en el fomento de la investigación científica y tec-nológica en las diferentes áreas de conocimiento de la ingeniería civil. Como una de sus estrategias pretende mejorar la difusión de los avances, que en este rubro, se realizan en su Instituto de Ingeniería Civil (IIC). Por tal razón, la revista CIENCIA FIC, es uno de los instrumentos coyunturales cuyo principal objetivo es enterar a la comunidad de las investigaciones que se desarrollan en los diferentes Departamentos del IIC.

El primer número de la revista CIENCIA FIC cuenta con un total de ocho artículos científicos, de los cua-les se resalta la participación de las áreas de Tecnología del Concreto, Estructuras, Geohidrología, Ingeniería Ambiental e Ingeniería de Tránsito y Transporte.

Esperamos que los contenidos de la revista CIENCIA FIC, contribuyan a mejorar la innovación, el pensa-miento creativo, el desarrollo de nuevas tecnologías de los jóvenes estudiantes y profesores de la comunidad y aquellos que desarrollan actividades relacionadas con la ingeniería civil.

Editorial

Dr. Pedro Leobardo Valdez TamezDr. Gerardo Fajardo San Miguel


J. Pacheco, G. Fajardo, P. Valdez, A. Badillo

El rol de las puzolanas naturales en el mejoramiento de la durabilidad

del concreto reforzadoJ. Pacheco2, G. Fajardo1, P. Valdez1, A. Badillo2

RESUMEN

La durabilidad de las estructuras de concreto es afectada por la corrosión del acero de refuerzo, siendo el principal problema que preocupa seriamente al sector de la construcción en todo el mundo. Para prolongar dicha durabilidad, se ha propuesto la utilización de materiales ce-mentantes complementarios. Aunado a ello, se ha visto que la utilización de estos materiales reduce los costos de producción del concreto y pueden controlar la emisión de gases que provocan el efecto invernadero. En México existen zonas volcánicas de las cuales se pueden obtener estos materiales. En este trabajo, se analizó la utilización de una puzolana natural mexicana como reemplazo del cemento pórtland ordinario en dosificaciones de 0, 10 y 20%. Se fabricaron cilindros de mortero con un acero embebido en el centro de los mismos. Los especímenes fueron expuestos a ciclos de inmersión en una solución de 35 g/L de NaCl y secado a 40 °C, para acelerar el proceso de penetración de los cloruros. Se determinó la resistencia a la compresión, el potencial de corrosión del acero, la resistividad eléctrica del mortero, la concentración de cloruros y la resistencia a la polarización con el objetivo de caracterizar física, mecánica, eléctrica y electroquímicamente a los especímenes de mortero. La utilización de puzolana natural incrementa la resistividad eléctrica del mortero y la iniciación del proceso de corrosión, disminuyendo consecuen-temente la velocidad de degradación por corrosión del acero de refuerzo.

Palabras clave: cloruros; corrosión; durabilidad; puzolanas naturales

1. Introducción

El concreto es el material de construcción más utilizado en el mundo. En principio, la durabilidad de estas estructuras es asegurada por la protección, tanto química como física, que el concreto le confiere al acero contra la corrosión. Varios trabajos [1 – 5] han puesto en evidencia como las reacciones de hidratación del cemento producen una solución intersticial con un pH elevado (~13) que genera las condiciones óptimas para la estabilidad casi permanente del acero embebido en concreto. También funciona como una capa física protectora impidiendo o retardando el ingreso de agentes agresivos que pueden despasivar el acero e iniciar su corrosión. Sin embargo, como el concreto es un material poroso, este solamente aísla al acero de las sus-tancias agresivas del medio exterior que de una manera imperfecta. Esta barrera física depende mucho de la calidad del concreto y de los cuidados que este haya recibido (compactado, acabado y curado) durante su puesta en servicio.

La principal causa de deterioro que compromete la durabilidad de las estructuras de concreto es el causado por la exposición a los cloruros provenientes de sales de deshielo o de un ambiente marino [6] (ver Figura 1). Cualquiera que sea el origen, los cloruros penetran en el concreto por transporte de agua que los contiene, así como por difusión y por absorción. El ingreso prolongado y repetido, con el tiempo, puede dar por resultado una alta concentración de cloruros en la superficie del acero de refuerzo. Los cloruros pueden estar incorpora-1Departamento de Tecnología del Concreto de la Facultad de Ingeniería Civil de la UANL. [email protected] de la Facultad de Ingeniería Civil de la UANL.


El rol de las puzolanas naturales en el mejoramiento de la durabilidad del concreto reforzado

dos en los productos de hidratación del cemento (químicamente adheridos), absorbidos en la superficie de los poros de gel (físicamente adheridos), o bien disponibles para la reacción agresiva del acero (libres). Sin embar-go la distribución de los iones entre las tres formas no es permanente, ya que hay una situación de equilibrio tal que algunos de los iones cloruro libres están siempre presentes en el agua de los poros. Por consiguiente, solo los cloruros que exceden los necesarios para este equilibrio pueden llegar a adherirse [7].

Los daños ocasionados por la corrosión generada por los cloruros, tan solo en Estados Unidos, producen cuantiosas pérdidas económicas anuales, tales que pueden superar los $276 billones de dólares [8]. Debido a esto, la necesidad siempre creciente de prolongar la durabilidad de las estructuras de concreto reforzado reduciendo los costos de producción a conducido a la utilización de formulaciones de concreto empleando materiales cementantes suplementarios en diferentes porcentajes de sustitución del cemento. Por efecto de su morfología, composición química, mineralógica y tamaño de las partículas, algunos materiales presentan acti-vidad puzolánica significativa [9]; i.e. las partículas reaccionan con el hidróxido de calcio en presencia de agua para producir un material con características cementantes [9, 10]. Estos materiales se pueden utilizar como adición o sustitución parcial del cemento pórtland en función de las propiedades y de los efectos esperados en el concreto.

Es así que la utilización de materiales con características puzolánicas y en particular las cenizas volantes se ha convertido en una práctica común en estos últimos años. Las cenizas volantes son un subproducto de la combustión de carbón pulverizado en plantas generadoras de electricidad y es el más utilizado en Estados Unidos [11]. Algunos estudios se han enfocado sobre el rol de la ceniza volante en el mecanismo de corrosión del acero de refuerzo inducido por los cloruros [12-15]. Se ha visto que conduce a un incremento en la resis-tividad eléctrica de las matrices cementantes que la incluyen [12-14], y consecuentemente a una disminución en los coeficientes de difusión de los cloruros a través del concreto, por otro contribuye a un incremento en la capacidad de retención de los cloruros debido al aporte adicional de aluminatos [15].

Sin embargo, estas cenizas si bien son menos costosas que el cemento, y su empleo reduce en cierta for-ma los costos finales, no dejan de ser un material artificial, que presenta un costo relativo a su consecuente recolección, tratamiento y caracterización. Además de incluirse cenizas volantes, humo de sílice y escoria

Figura 1. Algunos ejemplos de deterioro por corrosión del acero de refuerzo de las estructuras de concreto.



de alto horno en el concreto con el fin de disminuir la corrosión, se ha analizado la utilización de puzolanas naturales, las cuales poseen características puzolánicas similares. La experiencia con puzolanas naturales data de principios del siglo XX. En ese entonces fueron utilizadas en la construcción de presas para controlar el incremento de temperatura. También se usaron para mejorar la resistencia al ataque de sulfato y está entre los primeros materiales en controlar, comprobadamente, la reacción álcali agregado [11].

El efecto de las puzolanas sobre el mecanismo de corrosión, es un tópico que ha sido muy poco analizado [16-17]. Se puede citar como relevante el efectuado por Kouloumbi et al. [16]. Ellos determinaron la eficien-cia de puzolanas naturales griegas en la corrosión de concreto reforzado. Utilizaron una puzolana natural griega de Santorin y un cemento Pórtland ordinario. Se fabricaron especímenes cilíndricos de mortero con barras de acero de 5 mm de diámetro. Posterior al curado los especímenes fueron sumergidos en una solución de 3.5% de NaCl por cinco meses. Encontraron una reducción del 40% en la pérdida de masa de las barras de acero a cinco meses a 5 meses de exposición. El uso de la puzolana natural fue clave para estos resultados, pues aporta prácticamente los mismos resultados que la ceniza volante. No obstante, en otro trabajo [17] se ha encontrado que la actividad puzolánica no siempre tiende a mejorar las propiedades de un concreto, ya que depende de la composición química y mineralógica de la puzolana utilizada.

México cuenta con zonas volcánicas importantes en las cuales se pueden obtener estos materiales puzolá-nicos (o puzolanas naturales) que presentan características mineralógicas similares a las puzolanas artificiales (cenizas volantes, escoria, humo de sílice).

Por otro lado, existe un claro consenso en que el desarrollo sustentable de las industrias de cemento y con-creto puede lograrse con la sustitución parcial de un porcentaje de cemento con materiales con características puzolánicas. En la industria del concreto, la ceniza volante se ha utilizado con éxito, ya que reduce el costo de producción por metro cúbico de este material. Es así, que la utilización de estos materiales además de un mejoramiento en las propiedades del concreto en estado fresco [9, 10] y endurecido [12-20], resulta en un beneficio económico.

El propósito de esta investigación es analizar el efecto de la utilización de un tipo de puzolana natural mexicana en un mortero reforzado sometido a un proceso acelerado de corrosión. Diferentes pruebas de laboratorio fueron aplicadas en muestras de mortero con diferentes cantidades de puzolana. Medidas del potencial de electrodo del acero, resistencia de polarización y resistividad del mortero fueron obtenidas para evaluar el proceso de corrosión. De igual forma, se obtuvo la resistencia a la compresión y el contenido de cloruro del mortero.

2. Desarrollo Experimental

2.1 Materiales

En las formulaciones de los morteros se utilizó un cemento pórtland CPO40R, un cemento pórtland compuesto comercial CPC30R, (que cumplen con la norma NMX-C-414-ONNCCE) y una puzolana natural (PN) mexicana. La puzolana natural es del tipo andesita y fue utilizada en sustitución parcial del CPO en pro-



porciones de 0, 10 y 20%. La puzolana tiene una textura piroclástica con matriz criptocristalina con vidrio de composición ácida. Tiene fragmentos de feldespatos e hidróxido de hierro [21]. De acuerdo con la norma, el CPC se compone de clinker, yeso y de dos o más adiciones. Las composiciones químicas de estos materiales son presentadas en la Tabla 1. Para todos los casos se utilizó una relación A/cm1 de 0.65 y una consistencia de 50 mm de minirevenimiento. Se utilizó agregado fino calizo cuyo tamaño máximo nominal de partícula fue de 4.8 mm. En total se diseñaron tres composiciones de mortero las cuales se muestran en la Tabla 2.

2.2 Fabricación de probetas

Con las composiciones de mortero se fabricaron probetas cilíndricas de 50 mm de diámetro y 130 mm de altura con una varilla de acero colocada en el centro de las mismas. El acero tiene un diámetro de 9.5 mm y una longitud de 170 mm. Antes de su colocación se procedió a una preparación de la superficie de las varillas, la cual se presenta en la Figura 2a. En la Figura 2b se muestra una representación esquemática de la configuración de las probetas.

% SiO2 Al2O3 Fe2O3 CaO MgO SO3 Na2O K2O TiO2 P2O5 Mn2O3 Pl

CPO 18.88 4.35 1.86 64.46 1.24 3.35 0.31 0.60 0.20 0.11 0.04 2.6

CPC 17.6 4.70 1.77 64.74 1.23 3.26 0.37 0.80 0.19 0.13 0.02 4.6

PN 59.48 17.03 4.70 4.70 1.85 0.00 1.64 1.11 0.67 0.03 0.09 7.7

Tabla 1. Composición química de los cementos y puzolana utilizados.

MORTERO A/Cm Cemento, kg/m3 Arena/Cm Puzolana, %

CPO 0.65 401 4:1 0

CPC 0.65 401 4:1 0

CPO10P 0.65 372 4:1 10

CPO20P 0.65 321 4:1 20

Tabla 2. Dosificación de las composiciones utilizadas.

Figura 2. Preparación del acero embebido en el concreto, a) fijación del conductor eléctrico, aplicación de pintura anticorrosiva, aislamiento eléctrico y delimitación del área de estudio. b) Representación esquemática de la probeta de mortero. Acotaciones en mm.

(b)(a)

Mortero

Acero

Conductor Eléctrico

1Cm = total del material cementante utilizado, i.e. cemento + puzolana.



Para las pruebas de resistencia a la compresión, se fabricaron cilindros de cada composición con dimensio-nes de 100 mm de diámetro y 200 mm de altura. Todos los colados fueron realizados de acuerdo a la norma ASTM C 192/C92m-06.

Las probetas fueron coladas y mantenidas a 20°C durante 24 horas sin intercambio de humedad. Posterior-mente, fueron desmoldadas y curadas en un cuarto a 20 ± 1°C y 100 de HR durante 28 y 56 días.

Los resultados de las pruebas de resistencia a la compresión, realizadas de acuerdo con la norma ASTM C 39-03 a 28 y 56 días, son presentados en la Tabla 3. En ella, se puede constatar, que a 28 días se presenta una ligera reducción en las probetas fabricadas con PN, comparados con aquellos fabricados sin esta adición. Esta reducción puede atribuirse a la reacción puzolánica lenta de ciertos materiales suplementarios, Un cu-rado húmedo continuo y con temperaturas favorables puede ser necesario por periodos más largos que los normalmente requeridos [11] cuando se utiliza este tipo de materiales. Posteriormente, a 56 días se observa un ligero incremento en la resistencia a la compresión (37 MPa). La sustitución de cemento por puzolana no disminuye la resistencia a la compresión de los morteros de manera tal que perjudique al concreto.

2.3 Exposición

En condiciones normales el proceso de corrosión suele ser lento y tiene un tiempo de desarrollo medido generalmente en años. Para acelerar dicho proceso, las probetas fueron sometidas a la penetración de cloruros a través de ciclos de 3 días de inmersión parcial en una solución de NaCl a 35 g/l y 4 días de secado a 40 ºC en horno con circulación forzada de aire. Bajo estas condiciones, el fenómeno de corrosión será inducido solamente por los cloruros, debido a que el alto contenido de agua en la matriz de mortero impide la car-bonatación del mismo [22]. Las pruebas electroquímicas fueron conducidas al final del periodo de inmersión con el objetivo de minimizar la contribución de la caída óhmica del mortero. Se analizaron como mínimo 4 probetas por cada composición.

2.4 Técnicas electroquímicas aplicadas

Medidas del potencial de corrosión (Ecorr), la resistencia a la polarización (Rp) y de la resistencia eléctrica del mortero fueron llevadas al cabo con un Potenciostato/Galvanostato VoltaLab PGZ-301 conectado a una computadora personal. La respuesta del sistema acero – mortero fue observada en un intervalo de frecuencias de 1 Hz a 100 kHz. La polarización aplicada al sistema fue de 10 mV pico a pico a partir del potencial del acero (esta prueba fue desarrollada justo antes de la Rp). Todos los resultados fueron tratados usando Zview

Composición 28 días 56 días

CPO 41.6 41.0

CPC 36.0 ----

CPO10P 34.5 37.0

CPO20P 39.0 37.5

Tabla 3. Resistencia a la compresión de cilindros de morteroResistencia a la compresión, MPa

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2.0. La técnica de Rp fue aplicada utilizando una velocidad de barrido de 12 mV/min disminuyendo en algu-nos casos hasta 6 mV/min para un estado pasivo del acero y una perturbación de 20 mV en sentido anódico y 20 mV en sentido catódico. Los resultados de Rp fueron transformados a densidad de corriente (icorr) con la relación de Stern and Geary [23] (icorr=B/Rp). Se tomaron en cuenta diferentes valores de b: si el acero estaba en estado pasivo (si Ecorr > –250 mV vs SCE, b = 52 mV) o en estado activo (si Ecorr < –250 mV vs SCE, b = 26 mV) [24]. Para la conducción de estas pruebas, se utilizó una configuración a tres electrodos, empleando un electrodo de referencia de calomel saturado (SCE, por sus siglas en inglés) y un electrodo auxiliar de acero inoxidable 304L. En la Figura 3 se muestra un esquema de la celda de medida empleada.

2.5 Estado superficial del acero

Sobre algunas probetas se practicó el ensayo de tensión por compresión diametral con el objetivo de ob-servar el estado de corrosión del acero. Al mismo tiempo, se recuperaron muestras en los alrededores de la interfase acero – mortero, para determinar el contenido de cloruros totales (solubles al ácido).

3. Resultados

3.1 Potencial de corrosión

La evolución del potencial de corrosión de las diferentes probetas fabricadas es presentada en función del tiempo (correspondiente al número de ciclos de inmersión y secado) en la Figura 4. La línea horizontal mos-trada en la gráfica representa los diferentes intervalos de probabilidad de corrosión de acuerdo con Andrade et al. [25].

Figura 3. Celda de medición utilizada.

11CIENCIA FIC No.1 Enero - Abril 2007


Se puede observar que durante los primeros 35 días se obtuvieron valores cercanos a -100 mV vs. SCE. Durante este periodo, se mantuvo una tendencia generalizada, en las cuatro diferentes composiciones, a per-manecer en la zona que indica baja probabilidad de corrosión del acero. A partir de los 42 días, el potencial de corrosión de las probetas de CPC y CPO disminuye gradualmente hasta colocarse en valores cercanos a los –600 mV, en comparación con el resto de las probetas estudiadas. Cabe recalcar, que durante este periodo, las probetas fabricadas con puzolana, nombradas CPO10P y CPO20P, no presentan indicio de disminución en su potencial de corrosión. Sin embargo, antes de los 80 días se presenta una disminución gradual del poten-cial de corrosión de los especímenes con composición CPO10P y continúa disminuyendo hasta la fase final del periodo de prueba. En contraste y para este mismo periodo, las probetas CPO20P permanecen en una zona de baja probabilidad de corrosión con valores superiores a los -100mV.

3.2 Velocidad de corrosión

En la Figura 5, se muestra el comportamiento de la velocidad de corrosión, icorr, para las diferentes compo-siciones ensayadas. De acuerdo con artículos relacionados con el tema [25], se han propuesto diversas zonas donde se califica a la velocidad de corrosión en función del icorr medido. Dichas zonas están delimitadas por las líneas horizontales punteadas mostradas en la figura.

Se constata que durante los primeros días, las cuatro composiciones presentaban un comportamiento si-milar mostrando valores de icorr inferiores a 0.1 mA/cm2. A partir de los 42 días, la icorr de las probetas CPC, y poco después las probetas CPO, incrementa de forma gradual hasta colocarse en la zona de alta velocidad

Figura 4. Evolución del potencial de corrosión para los diferentes morteros fabricados.

-700

-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

100

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110

Tiempo (días)

Ecor

r vs

. SC

E ( m

V)

CPOCPCCPO10PCPO20P

ALTA PROBABILIDADDE CORROSION

BAJA PROBABILIDADDE CORROSION

1� CIENCIA FIC No.1 Enero - Abril 2007


de corrosión, con valores superiores a 1.0 mA/cm2 a 60 días de exposición y que continua incrementándose hasta alcanzar valores cercanos a 3 mA/cm2 a 90 días. En contraste, las probetas fabricadas con puzolana (composiciones CPO10P y CPO20P) presentan valores que oscilan entre 0.05 y 0.07 mA/cm2, en todo caso representativo de una velocidad de corrosión despreciable.

No obstante, a los 77 días, se nota una clara activación de las probetas fabricadas con 10% de puzolana natural (CPO10P) aumentando gradualmente su icorr hasta valores ligeramente superiores a 1.0 mA/cm2 hacia el final del periodo de prueba. Se observa también, durante este mismo periodo, que las probetas CPO20P no han incrementado su velocidad de corrosión.

3.3 Resistividad

La resistividad eléctrica de los materiales cementantes, r es un parámetro que está influenciado directa-mente por la porosidad y por la concentración iónica en la solución de poro. En la Fig. 6 se muestra el com-portamiento de la r para cada composición de probetas fabricadas.

Se observa que la resistividad de los especímenes fabricados con 20% de puzolana es hasta 2 veces su-perior que aquellas fabricadas con 10% de puzolana y hasta 5 veces superior que las composiciones CPO y CPC. La disminución de la porosidad por el efecto de la utilización de puzolanas, evidenciada por la elevada resistividad obtenida, afectaría la penetración de los cloruros y por ende la concentración de los mismos al interior de los especímenes.

Figura 5. Comportamiento de velocidad de corrosión de morteros fabricados durante el periodo de prueba.

0.0

0.1

1.0

10.0

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110Tiempo (días)

icor

r (

A/c

m²)

CPOCPCCPO10PCPC20P

DESPRECIABLE

BAJA

MODERADA

ALTA

1�CIENCIA FIC No.1 Enero - Abril 2007


3.4 Contenido de cloruros

El contenido de cloruros totales obtenido en relación al peso de material cementante utilizado en la inter-fase acero-mortero a 80 días de exposición se ilustra en la Tabla 4. Se considera un valor de 0.28 % como el límite máximo de cloruros totales permisible para las estructuras de concreto reforzado [26,27] expuestas en zonas agresivas o costeras. Se constata que, solo las composiciones CPO y CPC fueron los que presentaron mayor concentración de cloruros totales en la interfase, alcanzando valores cercanos a 1.3% por peso de material cementante.

Para las composiciones CPO10P y CPO20P la concentración de cloruros diminuyó a 0.70% y 0.54%, respectivamente. Aún, cuando todas las composiciones cuentan con el nivel mínimo de concentración de cloruros para el inicio de la corrosión, éste no determina por sí solo la certeza de riesgos de corrosión o en su defecto la severidad del ataque. Como se discutirá más adelante, la resistividad influye significativamente en el proceso de corrosión, lo que conlleva a comportamientos diferidos en las composiciones con puzolana natural.

Figura 6. Evolución de la resistividad para cada composición de probetas fabricadas.

Composición Contenido de cloruros(% en peso con respecto al material cementante)

CPO 1.27

CPC 1.26

CPO10P 0.70

CPO20P 0.54

Tabla 4. Concentración de cloruros totales en la interfase acero-mortero.

0

5

10

15

20

25

30

21 28 35 42 49 56 63 70 77 84 91

Tiempo (Días)

Res

istiv

idad

(kcm

)

CP0 CPC CPO10P CPO20P



3.5 Estado superficial del acero

En la Figura 7 se muestran el estado superficial de las varillas embebidas en las diferentes probetas extraídas a los 70 días de exposición. Se observan zonas de degradación en las composiciones CPO y CPC producidas por el proceso activo de la corrosión en el área expuesta a la incursión de cloruros presentes en el ambiente salino. En contraste, en ambas composiciones CPO10P y CPO20P no se observan picaduras o degradación alguna a simple vista. Los resultados indican que el acero embebido en mortero fabricado con PN tiene un mejor comportamiento que el acero embebido en mortero fabricado con cementos ordinarios y/o comerciales. En estudios realizados sobre pastas de mortero, se ha comprobado que la adición de ceniza volante afecta la composición y el espesor de la capa protectora del que se forma sobre la superficie del acero durante el endurecimiento del concreto [28].

Figura 7. Estado superficial del acero a 80 días de exposición, a) CPO, b) CPC, d) CPO10P y d) CPO20P.

(a) (b) (c) (d)

4. Discusión

Para la condición de exposición estudiada en este trabajo (especímenes sometidos a ciclos de inmersión y secado) en las cuales se considera que el pH de la solución de poro no cambia durante el ataque de los cloruros, el potencial y la velocidad de corrosión revelaron tres diferentes etapas durante la exposición. Una primera etapa observada durante los primeros días de exposición caracterizada por valores de Ecorr > -250 mV representativos de un estado pasivo del acero. Este estado fue confirmado por los valores de icorr, los cua-les fueron inferiores a 0.1 mA/cm2.

La segunda etapa, caracterizada por una transición gradual (entre 50 y 60 días, para CPO y CPC; y entre 75 y 85 días, para CPO10P) de la zona que indica pasividad del acero de refuerzo hacia la zona de corrosión activa, fue observada en el rango -250 a -500 mV. Este estado también fue confirmado por los valores de icorr, para los intervalos de exposición similares.

La tercera etapa reveló valores de Ecorr<-550 mV para CPO y CPC, característicos de un estado de co-rrosión activa de acuerdo a ASTM C876-87, y Ecorr<-400 mV para la composición CPO10P. Este último comportamiento pareciera no cumplir con el criterio propuesto en la norma referida. No obstante, los valores



de icorr evidencian que las tres composiciones están en un estado de alta velocidad de corrosión, con valores superiores a 1.0 mA/cm2.

La correlación de los resultados de Ecorr e icorr obtenidos, supone que la disponibilidad de oxígeno fue sufi-ciente en la etapa de secado, ya que no se encontraron problemas de polarización por concentración (como en otros trabajos [29, 30]) provocada por la disminución de la difusión de oxígeno en concreto saturado [31].

La utilización de puzolana reduce la porosidad del mortero, la cual está directamente relacionada con la resistividad. Las pruebas desarrolladas en este trabajo evidenciaron un incremento en la resistividad de las composiciones fabricadas con PN, siendo mayor en las que se utilizó un 20% de sustitución de CPO. Se sabe que una baja porosidad influye en el ingreso de agentes agresivos externos (cloruros), efecto que fue verificado en este trabajo donde el contenido de cloruros fue reducido hasta en un 50% en las composiciones fabricadas con 10 y 20% de PN.

Este comportamiento se podría considerar superior a aquel encontrado por Salta [32] quien sustituyendo 50% de CPO por ceniza volante, encontró una reducción en el coeficiente de difusión de cloruros a la mitad del valor obtenido en composiciones fabricadas utilizando sólo CPO.

Los valores de Ecorr e icorr (Figuras 4 y 5) demostraron el efecto benéfico de la puzolana natural en lo que respecta al inicio de la corrosión y a la rapidez de degradación del acero de refuerzo. Especímenes con 10% y 20% de PN permanecieron sin indicios de corrosión, respectivamente, durante 70 y 100 días, mientras aquellos fabricados sin PN (CPO y CPC) se activaron después de aproximadamente 50 días del inicio de los ciclos de inmersión y secado.

Este comportamiento se debe principalmente a la reducción ya comentada de la porosidad provocada por la utilización de la puzolana.

En la Figura 9 se presenta el comportamiento de la velocidad de corrosión en función de la resistividad ob-tenida a diferentes tiempos. Las líneas punteadas son aquellas que distinguen los diferentes criterios, tanto de velocidad de de corrosión (horizontales) como de resistividad (vertical) mencionados con anterioridad [25].

Se observa que los morteros CPO y CPC presentan resistividades inferiores a 10 kΩ-cm y valores de icorr que aumentan de forma gradual desde 0.1 mA/cm2 hasta 4.0 mA/cm2. Estos resultados concuerdan con los obtenidos por Andrade et al. [25] para estructuras en las cuales la resistividad no es un parámetro que controlaría el mecanismo de corrosión. Por otra parte, para los morteros con 10% de puzolana CPO10P, los valores de resistividad se encuentran en el umbral de cambio, donde se observa que la velocidad de corrosión aumenta, existiendo otros parámetros (contenido de cloruros, oxígeno, humedad, etc.) además de la resistivi-dad que controlarían el proceso de degradación del acero. De manera similar, para los especímenes CPO20P que presentan resistividades elevadas, y por lo tanto, velocidades de corrosión muy bajas en comparación con las de CPO y CPC, la resistividad se manifiesta como el parámetro principal que controla el proceso de corrosión.



De esta forma la incorporación de puzolana influye tanto en la iniciación como en la progresión de la co-rrosión. En efecto, la PN adicionada en forma de pequeñas partículas y posteriormente durante su hidratación tiene la capacidad de obstruir parcialmente los vacíos y poros. El efecto de la elevada resistividad sería signi-ficativo en la resistencia a la corrosión a largo plazo de las estructuras de concreto reforzado, resultados que concuerdan con los reportados por Kouloumbi et al. [16].

5. Conclusiones

La utilización de puzolanas naturales Mexicanas en sustitución parcial de cemento portland tiene un efecto en el comportamiento de la corrosión del acero de refuerzo:

Incrementada la resistividad eléctrica del mortero;Una sustitución del 20% de cemento por puzolana prolonga el tiempo de inducción de la corro-sión y reduce la velocidad de degradación por corrosión en un orden de magnitud. Lo cual fue verificado con el estado superficial del acero durante la inspección visual;Los ciclos de inmersión y secado en una solución de 35 g/L NaCl muestran claramente que la utilización de puzolana ofrece una mejor protección al acero embebido en comparación con los especímenes fabricados con cementos comerciales y ordinarios.

La disminución de la resistencia a la compresión en los morteros fabricados con puzolana es razonable, y dado la reducción del contenido de cloruros, la puzolana puede ser utilizada en concretos con resistencias convencionales sin ningún efecto adverso.

••

•

9. Relación encontrada entre la resistividad y la icorr para los morteros fabricados

0.0

0.1

1.0

10.0

0 5 10 15 20 25 30

Resistividad (k cm)

icor

r (A

/cm

2)

CPO CPC

CPO10P CPO20P



Agradecimientos

Los trabajos descritos en este artículo fueron desarrollados en el Departamento de Tecnología del Con-creto del Instituto de Ingeniería Civil de la FIC-UANL. Los autores expresan su más profundo agradecimiento al PROVERICYT, PAICYT y SEP por los apoyos financieros otorgados a los proyectos CA-1294-06 y PRO-MEP/103.5/05/1697.

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Ricardo González Alcorta, Guillermo Villarreal Garza, Salvador R. Marines Delgado

Puentes curvos de trabes de acero y losa de concreto:

sus dilemas de diseño y construcciónRicardo González Alcorta1, Guillermo Villarreal Garza1, Salvador R. Marines Delgado2

1Profesor-Investigador de la Facultad de Ingeniería Civil de la UANL. [email protected] de la Facultad de Ingeniería Civil de la UANL.

RESUMEN

En este artículo se presenta una discusión sobre los aspectos que deben de tomarse en cuenta en el diseño y construcción de puentes curvos horizontales, poniendo especial énfasis en los criterios de predicción del nivel de esfuerzos y deformaciones que tendrá la superestructura en las diferentes etapas de montaje y servicio. Se presenta un caso de aplicación de un puente curvo formado por trabes de acero y losas de concreto. Se mencionan las hipótesis de análisis consideradas para su diseño y se presentan las principales dificultades encontradas durante su proceso constructivo.

ABSTRACT

This paper provides a discussion on the aspects that must be taken into account in the design and construction of horizontally curved steel I girder bridges, with an special emphasis in the criteria for prediction of the stress and deformation levels that the superstructure will have in the different stages. A case of study of a horizontally curved steel I-girders and concrete slab bridge is discussed. The main hypotheses of analyses considered for the design and the main difficulties found during their constructive process are presented.

Introducción

Las restricciones geométricas de las vialidades urbanas actuales plantean frecuentemente la necesidad de proyectar geométricamente puentes con una configuración curva horizontal. Dependiendo del radio de cur-vatura de estos puentes es posible solucionar la superestructura segmentándola en tramos rectos, con base en un sistema tradicional de trabes rectas y losa de concreto. Sin embargo, cuando el proyecto geométrico del puente requiere de radios de curvatura pequeños, la solución tradicional de segmentos de trabes rectas resulta poco práctica y de muy baja calidad estética.

Los puentes formados por trabes curvas de acero y losas de concreto constituyen una alternativa de solu-ción muy atractiva estéticamente y cuya aplicación se ha incrementado recientemente en diversas ciudades de nuestro país. Sin embargo, la experiencia en el diseño y en la construcción de este tipo de puentes nos alerta del cuidado que se debe tener en cada una de sus etapas, tanto de su fase de diseño (concepto, análisis, di-mensionamiento y detalle) así como de su fase constructiva (fabricación, transporte y montaje) a fin de tener una estructura que cumpla con los requisitos de seguridad, funcionalidad y estética que son planteados desde su proyecto.

Actualmente en México no existe una normativa para el diseño de puentes curvos horizontales, por lo que

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Puentes curvos de trabes de acero y losa de concreto: sus dilemas de diseño y construcción

convencionalmente se recurre al código de diseño AASTHO (AASHTO, 2003) para su dimensionamiento. Las especificaciones para diseño de puentes curvos horizontales del código AASHTO (en sus ediciones 1980, 1993 y 2004) son una de las dos únicas normativas para este tipo de puentes, siendo el código japonés la otra alternativa disponible a nivel mundial (Japan Road Association -JRA-, 1988).

Concepto estructural de un puente curvo

Configuración de superestructura del puente

Un gran porcentaje de los puentes curvos horizontales que se construyen mundialmente están constitui-dos por una superestructura cuyo proyecto geométrico requiere de uno o dos carriles. Existen dos formas de solucionar la configuración de este tipo de puentes:

a) Un sistema conformado por un cajón de concreto o acero, con losa de concreto como tablero principal para la vialidad (figura 1). Este tipo de sistema estructural ha sido ampliamente utilizado en México y presenta la ventaja de poseer una gran rigidez torsional, siempre y cuando se eviten agrietamientos en los elementos que conforman el cajón en puentes de concreto (figura 1a), o En el caso de puentes de acero, se mantenga la forma geométrica del cajón colocando diafragmas intermedios con una separación adecuada (figura 1b).

b) Un sistema con base en trabes curvas de acero y losa de concreto como tablero (figura 2), cuya aplica-ción se ha incrementado recientemente en México. Las vigas curvas de acero tienen individualmente muy baja rigidez torsional y aseguran su estabilidad solo si son conectadas con las otras trabes por medio de un con-junto de diafragmas transversales, lo que a su vez conduce a aumentar significativamente la rigidez torsional del sistema en general (Davidson, 2003). En este artículo se concentra la discusión precisamente sobre este tipo de puentes curvos horizontales.

Configuración de subestructura de puente

La subestructura de un puente curvo de uno o dos carriles se resuelve convencionalmente con base en una columna central (ya sea de sección rectangular, circular u ovalada), conectada rígidamente a un cabezal sobre

Figura 1. Sistema conformado por un cajón de concreto o acero y losa de concreto

Losa de concreto

Cajón de concreto

a) Sección de concreto b) Sección cajón de acero

Cajón de concreto

Cajón de concreto

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el cual se apoyarán las trabes de la superestructura. La configuración de la subestructura conformada por la columna central y el cabezal es posible que tenga dos alternativas de acuerdo a la forma en que se apoya la superestructura:

a) Un cabezal de sección rectangular, sobre el cual se apoyarán las trabes en el nivel superior del mismo. Generalmente este tipo de cabezal se configura con una sección transversal rectangular de peralte variable (figura 3a).

b) Un cabezal “integrado” de sección T invertida, que tendrá una dimensión vertical igual al peralte de las trabes (figura 3b). Los cabezales de este tipo de configuración son de sección constante y debe ponerse mucha atención en el diseño de las ménsulas que configuran la sección T, ya que en caso de un dimensionamiento inadecuado pueden presentarse agrietamientos importantes o inclusive colapsos (Araiza, 2004).

Figura 2. Sistema conformado por trabes de acero, diafragmas y losa de concreto

Figura 3. Estructuración típica de pilas centrales de puentes curvos

a) Cabezal de sección rectangular b) Cabezal integrado de sección T invertida

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La cimentación de las columnas de la subestructura generalmente queda conformada por zapatas cuya dimensión se define por la capacidad de carga del suelo sobre el cual se desplantan; inclusive, en estratos con poca capacidad de carga, es común utilizar pilotes de concreto colados in situ para transferir las cargas a estratos resistentes conformados por roca (lutita).

Tipos de apoyos para la superestructura

Debido a que el comportamiento de un puente curvo (y al tipo de cargas a las que se somete) difiere en forma significativa al de un puente recto convencional, la selección del tipo de apoyo de la superestructura tiene un rol muy importante y debe asegurase que las hipótesis con las cuales se dimensionó el mismo corres-pondan con el tipo de restricción que les proporcione el sistema de apoyo seleccionado.

Etapa de diseño estructural

Las etapas del proceso de diseño de un puente curvo no difieren apreciablemente de las que se establecen al dimensionar un puente recto convencional. Una vez cubiertos todos los estudios preliminares necesarios para el dimensionamiento del puente (topográfico, proyecto geométrico, mecánica de suelos, hidráulico-hi-drológico e interferencias), el proceso de diseño debe contemplar las siguientes etapas:

a) La definición del concepto estructural, en el cual deben seleccionarse el tipo de superestructura y sub-estructura más convenientes de acuerdo a los requerimientos geométricos, económicos y estéticos del proyecto.

b) El diseño preliminar del puente, en el cual deben predimensionarse todos los elementos que conforman la estructura del mismo, con base en las disposiciones reglamentarias de espesores, relaciones geométri-cas, relaciones peralte de trabe/claro del puente, etc. Para este dimensionamiento preliminar es altamente recomendable seguir los lineamientos del código AASHTO “Guide Specifications for Horizontally Curved Steel Girder Highway Bridges 2003” (AASHTO, 2003). No debe perderse de vista que ante la carencia de guías de diseño claras y de experimentación en puentes curvos horizontales, principalmente sometidos al nivel de cargas que se aplican en México, conviene tener un prediseño conservador de todos los elementos del puente.

c) Análisis y diseño refinado del puente, en esta etapa debe seleccionarse el tipo de modelo matemático a utilizar para idealizar la estructura. Aunque el código AASHTO permite utilizar métodos aproximados de diseño para los elementos estructurales que conforman el puente curvo, es muy recomendable modelar tridimensionalmente el sistema estructural en su conjunto, generalmente usando elementos finitos para idealizar las trabes curvas y la losa de concreto.

En esta etapa de diseño se requiere calcular las contraflechas de las trabes curvas para las fases de montaje y construcción, para lo cual re requiere plantear junto con el fabricante de las trabes y con el constructor el procedimiento de montaje a utilizar en el puente. Además, deben evaluarse los esfuerzos que se generan en las trabes curvas durante fases de montaje, construcción y servicio, de acuerdo a la planeación esta-

��CIENCIA FIC No.1 Enero - Abril 2007


blecida para tal efecto. Es conveniente considerar en el modelo matemático del puente la participación de la subestructura del mismo (cabezal, columnas, zapatas y –en su caso- pilotes), dado que para las cargas asociadas a los efectos de temperatura y fuerzas centrífugas la flexibilidad de la subestructura juega un papel importante y no es aconsejable modelar en forma aislada estos componentes estructurales.

d) Detallado final del puente, en esta etapa deben realizarse los planos de la ingeniería de detalle y fabri-cación de los elementos estructurales que conforman el puente. Esta es una etapa fundamental de la etapa de diseño, ya que es necesario elaborar con el mayor detalle posible todos los planos de la ingeniería de tal forma que se minimicen los posibles errores o malas interpretaciones de la fabricación de las trabes. Es necesario que en los planos se establezca la metodología de montaje de los módulos de trabes que conformaran los tableros, teniendo el cuidado de jamás montar una trabe curva en forma aislada, ya que se provocarían deformaciones excesivas de la trabe e inclusive la inestabilidad de las mismas.

Etapa constructiva

La etapa constructiva de un puente curvo constituye uno de los retos más importantes de la ingeniería de puentes que se realiza actualmente en este país. Los requerimientos de control de calidad y supervisión técnica son mucho más estrictos que los que se requieren para la construcción de puentes rectos, por lo que se recomienda una planeación detallada de cada una de las etapas de trasporte, montaje y construcción de los tableros del puente.

El reglamento AASHTO relaciona la etapa constructiva con el concepto de Constructibilidad del puente.

Una de las fases críticas de la etapa constructiva del puente curvo es el montaje de las trabes y el colado de las losas de concreto de los tableros principales. La secuencia de montaje debe estar especificada claramente en los planos de montaje y debe ser supervisada estrictamente. Asimismo, debe asegurarse que siempre se monten las trabes conforme a lo planeado y contemplado en la etapa de diseño.

Es conveniente recomendar el montaje por pares de trabes o por un conjunto de tres trabes y sus corres-pondientes diafragmas, tal como se ilustra en la fotografía 1.

Fotografía 1. Montaje de trabes metálicas en tramo curvo de puente



Caso de estudio

Descripción del puente y concepto estructural

Se presenta un caso de aplicación de un puente curvo horizontal de dos carriles, con una superestructura formada por cinco trabes de acero y losas de concreto recientemente construido en la ciudad de Monterrey, Nuevo León. En la figura 4 se presenta una planta con las dimensiones del proyecto estructural. Se observa que el eje horizontal del proyecto es curvo, modulado por 8 tramos de aproximadamente 30 metros (ejes 1 a 9) más dos rampas iniciales de tierra armada, con una longitud total del puente de 365.18 metros.

Figura 4. Geometría del puente curvo en estudio

Estudio de mecánica de suelos

Con el fin de establecer las propiedades mecánicas de suelo sobre el cual se desplantó la estructura (es-tratigrafía y resistencia del suelo), se elaboró un estudio de mecánica de suelos, cuyos principales resultados arrojaron las siguientes observaciones:

a) Se elaboraron 4 sondeos con máquina perforadora del tipo rotaria a 16, 22, 18.6 y a 20 metros.b) Como primera alternativa se recomendó utilizar pilotes colados en el lugar desplantados a una profun-didad de 10 metros a partir del nivel de la calle, las cuales trabajarían por punta y fricción.c) Como segunda alternativa se recomendó utilizar pilotes colados en el lugar desplantados a una pro-fundidad tal que se alcance el basamento rocoso constituido por la lutita, las cuales trabajarían por punta exclusivamente, con una capacidad admisible de 30 kg/cm2.



d) No fue recomendable emplear una cimentación a base de zapatas aisladas debido a que se pudieran presentar asentamientos diferenciales por las características propias de los estratos superficiales. La pro-fundidad de desplante de la zapatas, en caso de considerar esta alternativa es de 4 metros con una carga admisible de 1.0 kg/cm2.

Finalmente se decidió utilizar la alternativa de pilotes de punta desplantados a una profundidad aproximada de 17 metros a partir del terreno natural, los cuales se desplantaron sobre el estrato de lutita.

Descripción de la superestructura

La superestructura del puente consiste de ocho claros, con un sistema estructural con base en trabes de acero formadas por tres placas soldadas, sobre las cuales se apoya una losa de concreto reforzado de 20 cm de espesor. Este sistema estructural presenta diafragmas transversales en forma de X conformados por perfi-les de acero. Debido a la curvatura del puente y a la necesidad de tener sobreanchos de carril, la separación entre las trabes varía entre 1.60 metros en los tramos rectos a 2.2 metros en los tramos curvos. En la figura 5 se muestra un arreglo de las trabes de acero del puente, con un volado de losa de 75 cm en los extremos del puente. La trabes de acero no tendrán continuidad sobre los apoyos, es decir, se consideran como sim-plemente apoyadas en cada extremo, ya que se seleccionó el concepto de “cabezal integrado” de sección T invertida para este puente.

Figura 5. Elevación de la pila central del puente curvo en estudio



Descripción de la subestructura

En la figura 5 se presenta una elevación transversal de una pila central del puente, donde se aprecia la es-tructuración de la pila conformada por el cabezal integrado de un peralte total de 1.50 metros, una columna circular de 1.50 metros de diámetro, una zapata rectangular de transferencia y 4 pilotes de concreto de 1.20 metros de diámetro.

Las cimentaciones de las pilas se estructuraron considerando las propiedades mecánicas del suelo de soporte de la estructura y la magnitud de las cargas a transmitir al estrato resistente, según el estudio de Mecánica de Suelos. La cimentación consistió en una zapata de transferencia de 6.00 por 6.00 metros de dimensiones en planta, con un espesor de 1.50 metros. Esta zapata de transferencia se apoya sobre 4 pilotes de concreto de 1.20 metros de diámetro, los cuales tienen una longitud de 15 metros a partir del nivel inferior de la zapata de transferencia.

En los ejes extremos del puente (ejes 1 y 9) se utilizaron estribos de concreto, sobre los cuales se apoyarán las vigas extremas del puente y soportarán lateralmente las presiones laterales de la rampa de acceso al mismo. En la figura 6 se presenta una vista de los estribos del puente.

Figura 6. Elevación de un estribo del puente curvo en estudio

Análisis y diseño del puente

Se desarrolló un modelo matemático tridimensional del puente utilizado el programa especializado de análisis y diseño estructural SAP2000 (SAP2000, 2005). Dada la potencialidad de este programa, fue posible modelar tridimensionalmente tanto la superestructura (losa, trabes de acero y diafragmas) como la subestruc-tura (cabezal, columnas circulares, zapatas de transferencia y pilotes). Con el modelo matemático desarrollado de la estructura (figura 7), fue posible obtener la siguiente información:

a) Acciones mecánicas para cada uno de los elementos estructurales (cargas axiales, cortantes, momentos flexionantes y momentos torsionantes).



b) Desplazamientos verticales y horizontales de los elementos, tanto para el cálculo de las contraflechas como para la revisión de la etapa de servicio del puente. c) Acero de refuerzo en los elementos de concreto reforzado.d) Esfuerzos en trabes de acero para las fases de montaje y construcción, así como la fase de servicio del puente.

Figura 7. Modelo matemático de la estructura del puente curvo horizontal

En el modelo matemático se consideraron los siguientes elementos estructurales:

La losa principal de 20 cm de peralte total, idealizándose con elementos finitos tipo placa.Trabes de acero formadas por tres placas de acero.Cabezal de concreto. Se consideró un cabezal de sección T invertida de peralte constante. Sobre este cabezal se apoyan las trabes principales del puente en forma excéntrica, para tomar en cuenta la torsión y flexión actuando simultáneamente sobre el cabezal.La columna circular de 1.50 metros de diámetro.La zapata de transferencia de 1.50 metros de espesor.Los pilotes de concreto de 1.20 metros de diámetro y 15 metros de longitud. Para el apoyo lateral que le proporciona el suelo se consideraron resortes elásticos con una constante de 3 kg/cm2/cm, de acuerdo a los estudios de mecánica de suelos del sitio.

El camión de diseño utilizado para el dimensionamiento del puente fue el recomendado por el Instituto Mexicano del Transporte (IMT, 2004), denominado IMT 66.5, el cual tiene un peso total de 66.5 toneladas distribuidas en tres ejes del camión.

Las trabes principales formadas de tres placas de acero fueron diseñadas considerando que se encuentran simplemente apoyadas en los cabezales de las pilas. El claro de las trabes se establece de acuerdo a las longi-tudes entre los cabezales. Cada segmento de puente tiene un apoyo fijo en un extremo y un apoyo móvil en el otro extremo, el cual fue modelado a través de un elemento tipo barra que tiene la misma rigidez que el apoyo

•••

•••



real de neopreno que se colocó en el puente. Esta consideración de análisis fue una hipótesis básica para el dimensionamiento de las columnas del puente, ya que si el puente no tuviese esa capacidad de movimiento en cada tramo del mismo, los efectos de temperatura hubieran provocado fuerzas horizontales radiales de gran magnitud, requiriendo dimensiones de columna significativamente superiores.

En la figura 8 se muestra un corte esquemático de las dimensiones generales de la trabe, la cual presenta un peralte de 1.50 metros para todos los claros anteriormente mencionados.

Figura 8. Dimensiones geométricas de las trabes de acero en los tramos curvos

Las dimensiones de las trabes se definieron tomando en cuenta las recomendaciones del manual AASHTO, por medio del cual se consideraron los siguientes aspectos:

a) El esfuerzo máximo en flexión se debe limitar a 0.5 Fy (Apartado 5.1, manual AASHTO). Para las tra-bes principales se decidió utilizar un esfuerzo de fluencia del acero A-50, por lo cual el esfuerzo máximo admisible debe limitarse a 1760 kg/cm2.

b) El peralte mínimo de la trabe de los tramos curvos debe satisfacer la dimensión resultante de dividir el claro (L) entre el peralte total (h) a un valor de 25 (Apartado 12.2, manual AASHTO). En este caso se decidió tener una relación máxima de L/h igual a 20, por lo que resultó un peralte de 1.50 metros para el claro de 30 metros.

c) El espesor de las placas de los patines de las trabes de los tramos curvos se definió de acuerdo a una relación máxima del ancho del patín (bf) entre el espesor (tf) de 18 (Apartado 5.2.1, manual AASHTO). Es así que para un patín de 50 cm se decidió utilizar un espesor 3.8 cm en el patín.



d) El espesor de la placa del alma de la trabe se estableció de acuerdo a una relación máxima de peralte del alma (D) entre espesor del alma (tw) de 100 (Apartado 5.2.1, manual AASHTO). Es así que para un peralte de 150 cm se decidió utilizar un espesor de 1.9 cm en el alma. De acuerdo a esta especificación, las almas no requieren tener atiesadores intermedios.

Esfuerzos de flexión en trabes principales

Una vez propuestas las dimensiones de las trabes, los esfuerzos de flexión máximos se determinaron directamente del análisis tridimensional realizado con el programa SAP2000. Para definir este esfuerzo se analizaron dos fases del comportamiento de la trabe:

a) Comportamiento de la trabe para la etapa de montaje y construcción (losa en estado fresco). Para esta fase se consideró que la losa de concreto no contribuye ni en la resistencia ni en la rigidez de la trabe.

b) Comportamiento de la trabe para la etapa de servicio, considerando la carga viva, el impacto, frenaje y la fuerza centrífuga de los vehículos. En esta fase se consideró un comportamiento de sección compuesta formada por la trabe de acero y ancho efectivo de la losa de concreto.

En la tabla 1 se muestra una comparación de los esfuerzos obtenidos en las trabes de los tramos rectos y en los tramos curvos del puente, donde se detecta un incremento en esfuerzo de un 23 % debido al efecto de curvatura de las trabes y del mayor ancho tributario en los tramos curvos del puente.

Tabla 1. Esfuerzos obtenidos en trabes de acero en los tramos curvos

Elemento estructural Esfuerzo de flexión, etapa de construcción(kg/cm2)

Esfuerzo de flexión, etapa de servicio(kg/cm2)

Esfuerzo total(kg/cm2)

Trabe de 30 metros, Tramos rectos

659 653 1312

Trabe de 30 metros, Tramos curvos

793 824 1617

Desplazamientos en trabes principales

Se determinaron los desplazamientos que presentan las trabes principales para las etapas de montaje, construcción y servicio. Por recomendaciones del manual AASHTO, debe darse una contraflecha para la etapa de construcción que considere la flecha de las cargas de peso propio, losa y carga muerta adicional. Asimismo, debe asegurarse que la flecha por carga viva e impacto no exceda de una flecha máxima con un valor de L/800, donde L es la longitud del claro.

Etapa constructiva del puente

Se llevo a cabo una supervisión técnica del proceso constructivo del puente en estudio, realizándose visi-tas periódicas al sitio para tener un control de calidad y asegurar que la planeación del proceso de montaje y



construcción se realizara satisfactoriamente en todas las fases de la construcción del puente.

La fase más complicada de la etapa constructiva fue la asociada al transporte y montaje de las trabes, ya que se recomendó que se fabricaran en el taller las trabes con la longitud real entre apoyos, transportándose siempre en pares de trabes o, en su caso, un sistema de tres trabes con sus respectivos diafragmas intermedios (fotografía 1) .

Para el transporte de las trabes desde el taller de fabricación al sitio de la obra fue necesario establecer una logística para la ruta vial más adecuada, en conjunto con las autoridades municipales, ya que se encontraron dificultades geométricas de acceso a la obra. Todo el transporte y montaje fue en horario nocturno.

Se decidió “presentar” el sistema completo de trabes para cada uno de los claros de puente en los patios del taller de fabricación antes de trasportarlas a campo, de tal forma que se revisaran los niveles reales de cada una de las trabes. Se elaboró para cada tramo del puente una “cama de apoyos” con los desniveles reales de los apoyos, como se muestra en la fotografía 2.

Fotografía 2. Presentación del conjunto de trabes en el taller de fabricación

Se recomendó que no se colaran las losas de concreto de un tablero a menos de que ya se tuvieran monta-das las trabes de tableros adyacentes, con el fin de minimizar los efectos torsionantes que pudieran inducirse por la excentricidad de la reacción de las trabes en el cabezal de la sección T invertida.

El curado de las losas de concreto se realizó por medio de membranas de curado, las cuales fueron apli-cadas de acuerdo a las especificaciones del proveedor de la membrana.

Un detalle estructural muy importante que debe cuidarse es la junta entre la losa de concreto y la parte superior del cabezal, ya que si no existe una separación adecuada entre estos dos componentes (que puede solucionarse con un espesor de poliestireno o similar), pueden presentarse fisuras en el cabezal asociadas al movimiento relativo de la losa por efecto de las cargas vivas o por cambios de temperatura ambiental.



Comentarios finales

Los puentes curvos horizontales formados por trabes de acero y losas de concreto son una alternativa que frecuentemente va a ser utilizada en México dados los requerimientos geométricos de las vialidades urbanas actuales. Ante la carencia de un conocimiento pleno del comportamiento de este tipo de puentes, se reco-mienda ser conservadores en el dimensionamiento de los elementos estructurales que conforman este tipo de puentes. Asimismo, es necesario establecer programas de experimentación y monitoreo de los puentes recientemente construidos en México, con el fin de detectar aspectos no considerados en las etapas de diseño y construcción de los mismos.

Referencias

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4 IMT (2001), “Norma SCT para el Proyecto de Puentes y Estructuras (N-PRY-CAR-6-01-003/01)”5 Japan Road Association –JRA- (1988), “Specifications for highway bridges”, Japan6 SAP2000 (2005), “Structural Analysis Program”, Computers and Structures, Inc., Berkeley Cal.


Effect of overexploitation of the aquifer of the Hundido Valley and the impact on the ecological reserve of the Cuatro Ciengas Valley of Coahuila, Mexico

Effect of overexploitation of the aquifer of the Hundido Valley and the impact on the ecological reserve of the Cuatro Cienegas

Valley of Coahuila, MexicoRodríguez M. J. M.1, Souza S. V.2, Arriaga Díaz de León L. E.1

1Institute of Civil Engineering, Autonomous University of Nuevo Leon, Mexico. [email protected] 2Institute of Ecology, UNAM.

RESUMEN

Las condiciones predominantes de sequía que en la parte norte del estado de Coahuila nos hacen tomar una reflexión sobre el uso racional sostenido del recurso del agua en la región, a fin de preservar diferentes ecosistemas únicos en el mundo, en la reserva ecológica del Valle de Cuatro Ciénegas Coahuila México, donde habitan 37 especies en peligro de extinción.

El análisis del balance hidrológico usado en el Valle del Hundido correspondiente a la cuenca fue calculado mediante la siguiente ecuación: EstVinf = Ext * As, donde As la entrada al flujo subterráneo es equivalente a = 17.28 X 106 m2/año. La infiltración del subsuelo en el Valle es de 2.45 X 106 m3/año extracciones por bombeo equivalente a 21.6X106 m3/año es igual a 0.

El cambio de almacenamiento es igual a -1.87 X 106 m3/año. Esto demuestra que en dos años de haberse iniciado este proyecto el acuífero esta sobreexplotado. El origen del agua del Valle del Hundido esta relacionado con una cuenca cerrada así como a procesos sedimentarias asociadas a fenómenos cársticos y fallas inversas en un proceso de transgresión en el ancestral Golfo de México. La estructura es honda y esta concentración de sales sube debido a la circulación y saturación de las mismas, por lo tanto el incremento de sulfatos en la parte noreste del valle es producto de la disolución de paquetes de anhidritas en la formación Acatita en el cretácico inferior, y así como de los estratos a gran profundidad de los yesos del jurasico inferior de la formación Novillo.

Palabras clave: sobre explotación, equilibrio hidrológico, fenómenos cársticos, sulfatos, cuenca endorreica.

ABSTRACT

The prevailing conditions of dryness in the northern part of the Coahuila state make us reflect on rational and sharp use resource water in the region without affecting the different ecosystem of the unique world- wide level ecological reserve where there inhabit 37 endemic endangered species in the Cuatro Ciengas Valley of Coahuila, Mexico. Analysis of the hydrologic balance used in the Valley of the Hundido rives basin was cal-culated using the following equations. Es + Vinf = Eext * As. Entrance by underground flow = 17.28x 106 m3/year. Infiltration underground of the valley = 2.45x 106 m3/year. Extractions by pumping 21.6 x106 m3, Exits = 0 Therefore the change of storage = -1.87x 106 m3 /year, this demonstrates that two years after initiating the project the water –bearing one is over exploited. The origin of water in the Hundido Valley is closely related to the processes of sedimentation of rocks, being cached in karsts and Fault trout product of transgressions of the ancestral Gulf of Mexico. As the structure is deepened, its concentration of salts increases due to the both circulation and to saturation of the same one, for that reason there is an increase of sulphates in the northwestern part of the valley, product of the dissolution of plasters and present anhydrites in the Acatita Formation of the Lower Cretaceous to greater depth in lie plaster of Novillo Formation of the Lower Jurassic.

Key words: overexploitation, hydrologic balance, karsts, sulphates, endorreic basin.


Rodríguez M. J. M., Souza S. V., Arriaga Díaz de León L. E.

Introduction

The Valley of the Hundido is located in the SW part of the State Coahuila, Mexico approximately 32 ki-lometers of the ecological reserve The Cuatro Cienegas Valley of Coahuila in the Sierra Madre Oriental at the eastern edge of the Chihuahua desert. The Cuatro Cienegas and Hundido Valley formed as product of original pushes of the north those that when hitting the block of Coahuila folded to the mountain ranges of la Fragua, San Marcos- El Pino and El Granizo. The conceptual groundwater flow models for the Cupido- Au-rora/Paila aquifer in the Hundido Valley have invoked recharge through exposed carbonate rock in mountain Sierra de Los Alamitos, La Fragua and Granizo. Recharged groundwater has been hypothesized to flow down the hydrologic gradient from the Sierra de Los Alamitos southeast y southwest, The Sierra Colorada to west and La Fragua to north. Specific about the recharge region in the Hundido Valley it has to been addressed nor have the early conceptual flow models been adequately tested. An aquifer system has been defined in the area (Rodriguez-Diaz de Leon 2004), it consists of a shallow unconfined aquifer and deeper aquifer confined they separated by Formation La Peña. Although in each hydrology unit Cupido and Aurora has communicate shallow aquifer to fracture. The dynamic mechanism that gave rise to the folding of the structures in the area of investigation in the Hundido Valley, is based on three fundamental concepts: Presence of evaporates in two levels, Formation Novillo of the Lower Jurassic and Acatita Formation of the Lower Cretaceous, clastic and carbonated rocks, which conform them structure of the mountain ranges of the Northeast region of Mexico. Basal takeoff in the South margin of the Jabali Valley, (this crystalline) arising this rise acted in the deformation with a geometric of folds product of a recumbent and ridden anticline to the South against the Stop of the Island of Coahuila.(Eguilius A. S., 2000)

This paper provides new information of the Cuatro Cienegas and Hundido Valley. Our objectives are to discuss evidence and history the San Marcos Fault to interpreted the Lower Jurassic and Lower Cretaceous stratigraphy of central Coahuila and pos-cretaceous fault in them Sierra de la Fragua, San Marcos- El Pino and Granizo.

Method

The structural and hydro geologic conceptual model of aquifer in the Hundido Valley based on information of field, rise of geophysical, geological, pump test, geochemistry analysis and video well, geological sections with satellite image and description of outcrops, in the mountain ranges of San Marco, La Fragua and El Gra-nizo. We hypothesize that the subterranean karsts formation is communicated between valleys and aquatic systems by a series of cave tunnels giving it a look of gigantic emmental cheese. The presence of sequences exclusive to marine bacteria (Souza V. 2004) including strains from hydrothermal vents along with karts bacte-ria and temperature of the springs (32 degree Celsius) and same upper cuota in the surface of the Churince, La Becerra and Poza Azul the pozas in the Cuatro Cienegas Valley (Forti P., et., al., 2003) have the exact same water temperature from the well drilling in December 2003 in the Eastern flank of the La Fragua mountain witch confirms our geologic and hydro geologic hypothesis.



Location and Hydrogeology of Study area.

The Hundido Valley of the located in the Southwest part of the State Coahuila, approximately 32 kilometers of the ecological reserve. The region is characterized by intramontane plains and along mountains ridges that correspond facing anticlines. In the investigated area a thick succession of Cretaceous, limestone, lying on continental mudstone and sandstone, prevalently outcrop (Lehmann, et al 1999). Limestone displays massive to middle mudstone and sandstones of Paleocene cover it. A magmatic phase, coeval to the compressive tectogenesis, affected the whole area during Oligocene. Tectonic distension onset about 19 Myr ago (Earl Miocene) and continued during Pliocene accompanied by effusion of calc-alkaline lavas.

The tectonic framework of the study area is characterized by occurrence of wide fold-and thrust structure, dissected by several prominent San Marcos fault. The fold structures, generated by the Oligocene- Miocene compressive tectonic, are segmented and displaced by several normal faults developed after the tectonic phase of uplifting occurred in the finish Eocene.

Notwithstanding the mountains consist mainly of carbonate rock; karts landforms are quite rare because of the intensive intensive weathering. Significant karts landforms occur only in small area, generally located along major crests; infiltration forms, such as do lines, are practically absent.

Endokarst systems are little developed and generally concentrated in restricted areas. Solution caves are rare often small in dimension. Along the lateral cliff of canyons, several niches and holes are detectable. “Cavernous” weathering and or mechanic enlargement of small interstratal karts conduits originate most of them.

The aquifer in the Hundido Valley is composed of a group of Cretaceous carbonates that have two For-mations Cupido and Aurora/ to Sabinas basin and Paila Formation corresponded to Sierra Los Alamitos, the thickness formations of approximately 350 meters in the Hundido Valley. Litho logically aquifer in region consist of rudist limestone’s, burrowed tidal-flat wackestones, grainstones, dolomite, nodular, chert, solution-collapse breccias.

Fig. 1. Location of Study area

Simbology

Study AreaSan Marcos FaultLa Fragua /Hundido Fault



Recharge to the aquifer occurs through of the intense fracturing in the mountains La Fragua, Alamitos and El Granizo and San Marcos fault. The system fault and joint, has orientations lineament o Northeast and Southwest in the Hundido Valley (McKee, 1990).

The mountain range la Fragua on its put to frontal fault Trout, with the mountain range of the San Marcos; the grudges of takeoff like the contact between the formations: Georgetown, Aurora, Peña and Cupido, pro-duce hydraulic communication between the Hundido Valley and Cuatro Cienegas.

Fig. 2. Geologic map of Hundido Valley

Fig. 3. Desquamate Section



The Cuatro Cienegas valley and The Hundido Valley have been separated of the River basin of Sabinas, from their conformation at the beginning of the Tertiary one giving rise to endorreica River basin in the Hundi-do Valley. The origin of water in the Hundido Valley closely is related to the processes of sedimentation of rock, being catches in karts and fault trout. As the structure is deepened, its concentration of salt increases due to the low circulation and to the saturation of the same one, for that reason there is an increase of sulphates in the part the northwest of the valley product of the dissolution of plasters and present anhydrites in Acatita and Novillo Formations.

Well Yields

The hydro geological properties of the aquifer in carbonate rocks formations Cupido and Aurora de-pending of different cause’s associate of system faults and fractures in the wells to reflect zones very high transmissivity. Due to faster ground water flow along such open fractures, water would be expected to be more undersaturade than slower moving water in the fractured rock. Some lineations of highly under saturated waters correlate with know faults and photo-lineaments. Higher wells volumes to locations of the flanks north the Sierra Los Alamitos and south east to Sierra La Fragua, across faults San Marcos. At Table 1 has been listed the wells monitoring in the area Hundido Valley. 117 wells illustrate and distribution and localization along to center valley and flanks to the mountains Alamitos and La Fragua.

Fig 4. Localization map of wells in the Hundido Valley



Hydrological Balance

The analysis of the climatologic information of 30 years of observation in the stations: Cuatro Cienegas, Ocampo, Santa Teresa and Antiguos Mineros served to support us to obtain the following parameters: Annual average precipitation in the zone is of 219.5 mm/years, with season of rain do May to September, begin the rainiest month of September and the one of smaller precipitation the one of March with an average of 45.0 and 5.3 mm/years respectively. Annual average temperature in the zone is of 21.6 degrees Celsius. The annual average evaporation in the four analyzed stations is of 2168.6 mm/years and annual average Evapo-transpiración is of 182.0 mm/years

Data were collected from May 2003 through May 2005 to determine the hydrologic balance and to im-prove quantification of ground water in the region.

Analysis of the hydrologic balance used in the Valley of the Hundido rives basin was calculated using the following equations. Es + Vinf = Eext * As. Entrance by underground flow = 17.28x 106 m3/year. Infil-tration underground of the valley = 2.45x 106 m3/year. Extractions by pumping 21.6 x106 m3, Exits = 0 Therefore the change of storage = -1.87x 106 m3 /year. The Evapotranspiratión in the region to represent the 83% of total volume precipitation, the surface water outflow in the region to represent 15% to volume precipitation only 2% total volume inflow the Hundido Valley aquifer.

Results and Discussion

The analysis information of structural and hydro geologic conceptual model of aquifer in the Hundido Valley based on information of field, rise of geophysical, geological, pump test, geochemistry analysis and video well, geological sections with satellite image and description of outcrops, in the mountain ranges of San Marco, La Fragua and El Granizo.

The conceptual groundwater flow models for the Cupido- Aurora/Paila aquifer in the Hundido Valley have invoked recharge through exposed carbonate rock in mountain Sierra de Los Alamitos, La Fragua and Granizo. Recharged groundwater has been hypothesized to flow down the hydrologic gradient from the Sierra de Los Alamitos southeast y southwest, The Sierra Colorada to west and La Fragua to north. Specific about the re-charge region in the Hundido Valley is has to been addressed nor have the early conceptual flow models been adequately tested. An aquifer system has been defined in the area (Rodriguez-Diaz de Leon 2004), it consists of a shallow unconfined aquifer and deeper aquifer confined they separated by Formation La Peña. Although in each hydrology unit Cupido and Aurora is has communicate shallow aquifer to fracture.

Vp = incident precipitation in the region en million cubic metersVe = surface water outflow in the region in million cubic metersEvt = Evapotranspiración in million cubic metersVinf= surface water inflow in million cubic meters.

Inflow component



The mountain range la Fragua on its put to frontal fault Trout, with the mountain range of the San Marcos; the grudges of takeoff like the contact between the formations: Georgetown, Aurora, Peña and Cupido, pro-duce hydraulic communication between the Hundido Valley and Cuatro Cienegas.

Analysis of the hydrologic balance used in the Valley of the Hundido rives basin was calculated using the fo-llowing equations. Es + Vinf = Eext * As. Entrance by underground flow = 17.28x 106 m3/year. Infiltration underground of the valley = 2.45x 106 m3/year. Extractions by pumping 21.6 x106 m3, Exits = 0 Therefore the change of storage = -1.87x 106 m3 /year, this demonstrates that two years after initiating the project the water –bearing one is over exploited.

Conclusion

In this paper , an accurate hydro geological, structure , geophysical ,hydraulic and geochemistry study in the aquifer the Hundido Valley first analysis of the region were he can establish hypothesize that the subterra-nean karsts formation is communicated between valleys and aquatic systems by a series of cave tunnels giving it a look of gigantic emmental cheese. The results of our study represent the essential database for the future research regarding the assessment of groundwater resources vulnerability investigated overexploitation aquifer in the region.

References

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7 Souza. V., Espinoza A. L., Escalante A., Farmer J., Rodríguez M. J. M., Eguiarte L. E., Soberón. X., Elser J.J., 2004 Congreso de Investigación Cuatro Ciénegas. Área de Protección de Flora y Fauna Cuatro Ciénegas, Coahuila, México. Memorias. Del Congreso Pág. 2. Agosto 13-14. Cuatro Ciénegas, Coahuila, México.

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Alejandro Durán Herrera, Jorge Maurilio Rivera Torres

Concreto para uso estructural, económico, durable y sustentable con alto contenido de

ceniza volanteAlejandro Durán Herrera1, Jorge Maurilio Rivera Torres2

1Profesor Investigador, Jefe del Departamento de Tecnología del Concreto. Facultad de Ingeniería Civil. U. A. N. L. [email protected] Asistente Investigador, Coordinador del Laboratorio del Departamento de Tecnología del Concreto. Facultad de Ingeniería Civil. U. A. N. L.

RESUMEN

En este trabajo se fabricaron doce series de concreto todas ellas con un mismo consumo de cemento de 150 kg/m3. En seis series de estas se utilizo aditivo superfluidificante (SF)a base de naftaleno para obtener una reducción de agua del 35% y para dar una consistencia DIN de 55 ± 2cm. Para la fabricación de las seis series sin aditivo SF y con aditivo SF se utilizaron consumos de ceniza volante en adición (CV) de 0, 30, 60, 90, 120 y 150% en masa con relación al peso del cemento. Conforme el consumo de CV se incrementaba la resistencia a la compresión se incremento de manera significativa, excepto para contenidos de ceniza mayores a 120%, debido a que el contenido de agua no fue suficiente para que se diera tanto la reacción de hidratación como la reacción puzolánica. Se lograron alcanzar resistencias a compresión con un consumo de 150 kg/m3 de cemento y CV de 500 kgf/cm2 a los 28 días y 820 kgf/cm2 a un año. Se lograron reducciones significativas en la retracción por secado, hasta del 77% por el efecto combinado de la CV y el aditivo SF.

Palabras claves: ceniza volante, compresión, reacción de hidratación, reacción puzolánica, retracción.

ABSTRACT

In this work we make twelve series of concrete, all with fixed cement consumptions of 150 kg/m3. In six of this series a naphthalene based superplastificizer was used to obtain a water reduction of 35% and a DIN consistency of 55 ± 2cm. For the series with and without admixture fly ash consumptions of 0, 30, 60, 90, 120 and 150%. Where used in addition to the cement content. The CV consumption was increased significantly except of CV contents higher than 120% because the water content is not enough to have a complete pozzolanic reaction. For this low cement concretes we obtained compressive strengths as high as 500 kgf/cm2 at 28 days and 820 kgf/cm2 at one year. The dry shrinkage was diminishing, the CV content was increased. Significant reductions in the dry shrinkage where obtained, up to 77% by the combined effect of CV and admixture SF.

Key words: fly ash, compressive, reaction of hydration, pozzolanic reaction, retraction

Introducción

El concreto es el material de construcción más utilizado en el mundo. Su producción, aparentemente muy simple y aunque fundamentalmente para fabricarlo basta solo mezclar un producto cementante, agregados y agua, es realmente muy complejo su comportamiento para la gran variedad de agregados y de productos cementantes hidráulicos disponibles.

Se pueden producir una gran variedad de concretos con pesos volumétricos de 300 a 3000 kg/m3 y con resistencias a la compresión que pueden variar de 50 a 2500 kgf/cm2 según sea requerido. Se dice que un


Concreto para uso estructural, económico, durable y sustentable con alto contenido de ceniza volante

concreto es eficiente cuando resulta de la resistencia deseada, y que es económico y durable cuando resulta apropiado para las condiciones ambientales a las que estará expuesto.

Su principal propiedad mecánica, la resistencia a la compresión, hasta los años setentas estaba limitada aproximadamente a 450 kgf/cm2 dado que el principal factor, la relación entre el agua y el cemento estaba limitada a 0.45 por la incapacidad de la tecnología entonces existente para dar mayor fluidez sin aumentar la relación A/Cementante. Los diseños estructurales tradicionales se orientaban a dimensionar por resistencia, olvidando la vida útil de la obra; hasta que aparecieron los aditivos superfluidificantes, revolucionando así la Tecnología del Concreto lo cual ayudo a lograr concretos de alto comportamiento muy fluidos y resistentes y debido a esto el concreto empezó a ser empleado en la construcción de edificios altos o puentes que para ese entonces generalmente se construían en acero.

En el concreto normal cuando esta fresco, el agua es esencial para obtener propiedades reológicas efecti-vas para su colocación; sin embargo, el exceso de agua de mezclado puede conducir a efectos perjudiciales cuando el concreto no ha endurecido. Para mejorar las propiedades del concreto endurecido es necesario reducir el contenido de agua. Esto es posible usando aditivos superfluidificantes (SF) para obtener un con-creto más fluido, más trabajable al grado de producirlos autonivelables, sin necesidad de utilizar vibradores, ahorrando mano de obra en la colocación y dejando los colados verticales libres de defectos superficiales. Desde la invención del aditivo SF a base de naftaleno en Japón en los sesentas y después a base melamina en Alemania, y más recientemente de tipo acrílico en Italia, muchas investigaciones sobre sus efectos han sido realizadas y dadas a conocer en publicaciones internacionales, como en las organizadas por CANMET/ACI (1, 2, 3, 4, 5 y 6) y otros.

La dispersión de partículas por el SF reduce el umbral del cortante de la pasta de cemento originando que el concreto fluya. La trabajabilidad puede ser de una duración corta; sin embargo es posible obtener una dura-ción práctica usando de manera combinada aditivos retardantes del fraguado (7). Por su forma esférica el uso de ceniza volante aumenta la fluidez del concreto y en combinación con el aditivo SF se facilita la producción de concretos autonivelables (8).

La retracción es una propiedad de la pasta, en el concreto el agregado tiene una influencia restrictiva en los cambios volumétricos que tendrán lugar en la pasta. El término retracción por secado, es generalmente empleado para el concreto en estado endurecido y representa las deformaciones causadas por la pérdida de agua que se presenta en el concreto en estado endurecido. El no contemplar este efectúen las etapas de diseño y construcción puede conducir a agrietamientos o alabeo de los elementos estructurales debido a las restricciones presentes durante la retracción. El ejemplo más obvio es la necesidad de suministrar juntas de contracción en pavimentos y losas (13).

En concreto, las investigaciones han sido orientadas en producir mezclas muy compactas para aumentar la densidad y disminuir la permeabilidad con el fin. Esto se puede lograr añadiendo materiales cementantes suplementarios (MCS), tal como la ceniza volante (CV), escoria o microsílica, que a su vez mejoran las pro-piedades reológicas de la mezcla en estado fresco (9, 10, 11 y 12).

El aspecto económico está relacionado con el consumo de cemento ya que normalmente éste es el ingre-



diente más costoso, un exceso del mismo puede producir altas temperaturas al fraguar originando amplios cambios volumétricos y la aparición de grietas; para minimizar este problema se han estado utilizando comple-mentos cementantes que disminuyen el calor de hidratación, como es el caso de la ceniza volante que aparte por ser un deshecho industrial contaminante al disponer de ella de manera definitiva como parte del concreto este material se vuelve sustentable.

La durabilidad del concreto está relacionada fundamentalmente con la pasta de cemento, entre más im-permeable sea ésta a los líquidos, gases y iones menos productos agresivos podrán ingresar al concreto y atacarlo, con el uso de la ceniza volante se puede lograr densificar la pasta ya que por su forma y su finura se aloja en los huecos entre las partículas de cemento y si además resulta reactiva se eficientiza el efecto densi-ficador de la ceniza.

El presente trabajo se planteo para lograr concretos estructurales económicos con alta trabajabilidad y alta resistencia mediante el uso de un aditivo superfluidificante. En este sentido la economía estará dada por los bajos consumos de cemento (150kg/m3) inusuales en concretos convencionales estructurales y por la adición de una ceniza volante (desecho industrial contaminante) con propiedades puzolanicas que ayuda a la densifi-cación de la matriz cementante y a la trabajabilidad del concreto en estado fresco, aspectos que nos ayudan a aumentar la durabilidad en un material sustentable.

Estudio experimental

El objetivo experimental de este estudio consistió en determinar el consumo óptimo de CV y aditivo SF para obtener la máxima resistencia a la compresión en concretos con una consistencia de fluidez DIN de 55 ± 2cm; el aditivo SF se usó como súper reductor de agua y fluidificante, la reducción de agua fue del 35%. El aditivo SF fue considerado como parte del agua de reacción de la mezcla.

Cinco series de concretos fueron estudiadas; en todas ellas se empleo CV en diferentes cantidades, las cuá-les fueron de 30, 60, 90, 120, y 150% en masa con respecto al consumo de cemento las cuales se identifican como CV30, CV60, CV90, CV120 y CV150. Para este estudio se fijo un consumo de cemento Pórtland de 150 kg/m3 de concreto para todas las series y conforme se adicionaba la CV el contenido de agregado fino era reducido proporcionalmente en volumen.

También se fabricaron otras cinco series para el mismo consumo de cemento y las mismas adiciones de ce-niza pero con aditivo SF necesario para dar una fluidez DIN de 55 cm las cuales se identifican como CV30SF, CV60SF, CV90SF, CV120SF y CV150SF. Además Se fabricó una mezcla de referencia (serie R) sin aditivo ni CV, solo con cemento (150 kg/m3) buscando un concreto trabajable con una consistencia DIN de 55 cm, lo cual arrojo una relación A/C de 1.34; Por último se fabrico esta misma serie pero con aditivo (serie RSF) resultando una relación A/C de 0.87 para dar una fluidez DIN igual que la serie R de 55 cm.

Materiales

Se usó cemento Pórtland CPO 40 marca Monterrey (Tipo I según ASTM C 150). Las propiedades físi-cas y químicas son mostradas en la Tablas 1 y 2. El SF usado fue un naftaleno sulfonatado de formaldehído



condensado marca ACON SF 1040 Tipo F según ASTM C 494M-99a y tipo I según ASTM C 1017-98. Se usó ceniza volante Tipo F de carbón bituminoso producida en la planta carboeléctrica CFE de Río Escondido, Coahuila, México. Las propiedades físicas y químicas son mostradas en la Tabla 1 y 2.

Los agregados empleados fueron de caliza triturada del área de Monterrey. El agregado fino con una den-sidad seca de 2.63, una absorción de 1.59% y un módulo de finura de 2.77. El agregado grueso con una densidad seca de 2.6 y una absorción de 0.41%. Para las series en las que se esperaban resistencias a la com-presión a los 28 días menores a 25 MPa, para optimizar el consumo de pasta se utilizo un tamaño máximo nominal (tmn) de 38 mm, para resistencias entre 25 y 40 MPa se utilizo un tmn de 25 mm y para resistencias mayores a 40 MPa se utilizo un tmn de 19 mm.

La consistencia del concreto es uno de los parámetros principales que controlamos en este trabajo. Es de gran importancia que los valores medidos de la consistencia no se vean afectados por las variaciones en las granulometrías de los agregados. Para evitar este problema y mantener la granulometría uniforme en cada revoltura, los agregados finos y gruesos fueron separados inicialmente en sus diferentes tamaños de acuerdo a ASTM C 33, posteriormente fueron combinados en las cantidades requeridas para dar la granulometría espe-cífica seleccionada en cada revoltura. La granulometría seleccionada fue la típica de la ciudad de Monterrey, N. L. México y se muestran en las Tablas 3 y 4.

Proporciones de la mezcla

Todas las proporciones con sus correspondientes relaciones A/(C + CV) se muestran en las Tablas 5 y 6.

Procedimiento de mezclado

Para las mezclas de concreto se usó una máquina mezcladora de flujo de contracorriente marca Eirich. El tambor gira a 46 r.p.m. en el sentido de las manecillas del reloj y en el interior las paletas giran a 425 r.p.m. contrario a las manecillas del reloj.

Las revolturas fueron hechas de la siguiente manera: primero se introdujeron en el tambor los agregados con el agua de absorción, luego se inicio el mezclado de estos materiales por un tiempo de 30 s, sin parar la máquina se adiciono el agua de mezclado, el cemento y la ceniza volante y se mezclo continuamente du-rante 1 minuto, al terminar este tiempo se dejo reposar durante 1 minuto. Después de este tiempo se inicio nuevamente el mezclado durante 1 minuto añadiéndose el aditivo superfluidificante sin parar la máquina y al final se descarga.

Propiedades del concreto fresco

La mesa de fluidez DIN se utilizó para medir la consistencia y el método ASTM C 143-00 para determinar el revenimiento. La temperatura del concreto fue medida de acuerdo a ASTM C 1064-01, y el contenido de aire atrapado se midió empleando el método de presión ASTM C 231-97 Tipo B. Los resultados se muestran en las Tabla 7 y 8.



Sangrado, tiempo de fraguado y perdida de consistencia

El sangrado se observó solo en la mezcla de concreto de referencia y en las demás mezclas en las que no se adicionó aditivo superfluidificante; en las otras mezclas en las que se adicionó el aditivo superfluidificante no se presentó sangrado apreciable. Los tiempos de fraguado se determinaron de acuerdo a ASTM C 403-99. Los tiempos de fraguados se aparecen en la tabla 9. La pérdida de consistencia fue determinada usando la prueba de revenimiento en todas las mezclas, los resultados se muestran en la figura 1.

Colado, curado de especimenes y retracción por secado

Para el colado de los especimenes se utilizaron moldes de lámina de acero siguiendo el procedimiento descrito en ASTM C 192M-02 y para el ensaye a compresión se siguió el procedimiento descrito en ASTM C 39-01. Para los especimenes en los que se esperaba obtener una resistencia a la compresión menor de 25 MPa como es el caso de las series R, CV30 y CV60 se usaron moldes cilíndricos de 15 cm de diámetro y de 30 cm de altura; y cuando se esperaba obtener concreto con resistencias mayores a 25 MPa se usaron moldes cilíndricos de 10 cm de diámetro y 20 cm de altura. Para obtener la resistencia promedio a la compresión se ensayaron tres especimenes a cada edad. El curado se hizo siguiendo el procedimiento descrito en ASTM C 511-98. Para determinar la retracción por secado se fabricaron prismas de concreto de 7,5 cm x 7,5 cm x 28,0 cm y se siguió el método establecido según ASTM C 157-99.

Comentarios

Todos los proporcionamientos se ajustaron para dar una consistencia de fluidez DIN de 55 ± 2cm. La temperatura en el cuarto de fabricación fue de 23,5 °C a 27,5 °C y en los concretos sin aditivo SF y con aditivo SF se presentaron temperaturas entre 26,5 °C y 30 °C y entre 30 °C y 34 °C respectivamente como aparecen en las tablas 7 y 8, el aumento en la temperatura de los concretos con aditivo SF puede ser atri-buible a que al ir aumentando el consumo de CV va disminuyendo la relación A/C+CV y a la vez a que hay un aceleramiento de la reacción de hidratación al aumentar el consumo de aditivo SF, ya que al actuar como dispersante hay más superficie de cementante (cemento + CV) disponible para reaccionar con el agua. El contenido total de aire en los concretos con aditivo SF aumento entre de 0,5% a 1% con respecto a los con-cretos en los que no se utilizó el aditivo SF, lo cual indica que el uso de este aditivo tuvo como consecuencia un pequeño aumento en el aire total del concreto sin afectar en forma adversa al desarrollo de la resistencia a la compresión como se puede observar en las tablas 7, 8, 10 y 11.

En los tiempos de fraguado inicial que aparecen en la tabla 9 se puede observar la influencia de los consu-mos bajos de CV (series CV30 y CV60), ya que el tiempo de fraguado inicial aumenta con respecto al concre-to de referencia (serie R). Para las series CV 90, CV120 y CV150 los tiempos de fraguado inicial disminuyen con respecto a la serie R, esto puede ser debido a que al ir aumentando el consumo de CV disminuye al mismo tiempo la relación A/C+CV; para los tiempos de fraguado final se presenta la misma tendencia. En el caso de los concretos con aditivo SF se observa un aumento en los tiempos de fraguado inicial y final con respecto a los concretos en los que no se empleo aditivo SF, esto se puede deber a que al ir aumentando el consumo de aditivo SF y de manera simultanea el consumo de CV dan como consecuencia un retardo en dichos tiempos, los cuales para fines prácticos resultan no ser significativos.



Los resultados de pérdida de revenimiento que aparecen en la figura 1, observamos como al aumentar el contenido de aditivo SF aumenta la pérdida de revenimiento, no obstante el beneficio que resulta al aumentar el consumo de ceniza volante. Para adiciones de ceniza volante arriba de 120% la pérdida es más pronuncia-da.

La serie R presento la más alta deformación debida a la retracción por secado (1473 micro deformaciones) a una edad de 68 semanas, con relación a este valor, el uso de la CV origino una reducción de la retracción por secado de 1038 micro deformaciones para la serie CV150, el uso del aditivo SF origino una reducción de 740 miro deformaciones para la serie RSF y el uso de CV mas aditivo SF origino una reducción de 1139 micro deformaciones par la serie CV150SF, estos valores representan reducciones de 70, 50 y 77% respectivamente a la edad de 68 semanas (ver figuras 2 y 3).

En la figuras 2 y 3 se observa como al ir aumentando el consumo de ceniza volante las retracciones por secado van disminuyendo, esto es posible a que al ir aumentando el consumo de CV al mismo tiempo se va disminuyendo la relación A/C+CV, por lo que hay menos agua.

En las figuras 4 y 5 se observan el desarrollo de resistencia a la compresión de los concretos con las di-versas adiciones de ceniza volante; específicamente en la figura 5 se puede apreciar que la máxima resistencia se alcanza con una adición de ceniza volante de 120%. En las series CV150 y CV150SF la resistencia a la compresión fue menor, esto es atribuible al bajo consumo de agua que no alcanza a saturar todas las partículas del cemento para que se produzca el efecto puzolánico. Para 120% de ceniza volante la relación A/C+CV resulto ser de 0.4.

El uso de grandes volúmenes de CV incrementa la durabilidad del concreto al aumentar la impermeabilidad atribuible a que las partículas finas de CV se alojan en los espacios entre las partículas de cemento y al con-tribuir a reducir el sangrado en la zona de transición pasta-agregado es más resistente. Aunado a esto reduce la generación de calor de hidratación, aumenta la resistencia a la acción de los sulfatos y aparte se obtiene un producto sustentable ya que la CV es un desecho industrial contaminante. El uso de la ceniza volante ayuda aumentar la trabajabilidad y disminuye la pérdida de revenimiento.

Conclusiones

Para la serie R, la resistencia a la compresión a los 28 días fue de 75 kgf/cm2, al ir aumentando tanto la CV como el aditivo SF para la consistencia de 55 ± 2cm DIN, la resistencia a la compresión se fue incrementando hasta un valor máximo de 820 kgf/cm2, lo cual representa un incremento de 1093 para la serie CV120SF, la cual resulto ser la que presento el mejor comportamiento, ya que la serie CV150SF presento resistencias inferiores, posiblemente debido a el poco consumo de agua que no alcanza a saturar las partículas de cemento para que se produzca de manera adecuada la reacción de hidratación del cemento Pórtland y el consiguiente efecto puzolánico, además para esta serie los problemas en la pérdida de revenimiento fueron significativos.

Entre menor sea la retracción por secado, menor es el potencial de agrietamientos en un concreto, en este sentido, los resultados de retracción por secado ilustran claramente el beneficio de utilizar la CV y el aditivo SF en el concreto, ya sea solos o combinados. Con relación a los resultados obtenidos para la serie R, para las



condiciones de este estudio a la edad de 68 semanas, en este sentido el uso de la CV arrojo una reducción máxima de 70% para las serie CV150, el uso de aditivo SF arrojo una reducción máxima de 50% para la serie RSF y en conjunto la CV y el aditivo SF arrojaron una reducción máxima de 77% para la serie CV150SF.

Aunque el consumo de cementante total aumenta de 150 kg/m3 a 375 kg/m3, el costo del cementante es mucho más bajo, ya que la ceniza volante es mucho mas barata que el cemento Pórtland, incluyendo el transporte de la ceniza volante a la ciudad de Monterrey el cual es de aproximadamente el 10% del costo del cemento.

Referencias

1 V. M. Malhotra. (1978). “CANMENT/ACI Internacional Conference on Superplasticizers in Concrete”, Ottawa, Canada, ACI SP62.

2 V. M. Malhotra. (1981). “CANMENT/ACI Internacional Conference on Developments in the Use of Superplasticizers in Concrete”, Ottawa, Canada, ACI SP 68.

3 V. M. Malhotra. (1989). “Third CANMENT/ACI Internacional on Superplasticizers and other Chemical Admixtures in Concrete”, Ottawa, Canada, ACI SP 119.

4 V. M. Malhotra. (1994). “Fourth CANMENT/ACI Internacional Conference on Superplasticizers and Chemical Admixtures”, Montreal, Canada, ACI SP 148.

5 R. Rivera. (1979). “Cuarto Simposio Internacional sobre Tecnología del Concreto- Superfluidificantes”, Monterrey, N. L. México. FIC-UANL.

6 Chapman and Hall. (1990) “RLEM Internacional Symposium Admixtures for Concrete-Improvement of Porperties”, Es-paña.

7 Larrald, F. De, Mailer, Y. (1994) “Engineering Properties of Very High Performance Concrete from Materilas to Structures”, E & FN Spon, London, pp 85-114.

8 Hewlett, P. C. (1978) “The Concept of Superplasticizers Concrete”, Proceedings o fan Internacional Symposium. Vol. 1 Ottawa, Canada. pp 1-28.

9 V. M. Malhotra. (1986) “Second Internacional Conference CANMENT/ACI Fly Ash, Silica Fume, Slag and Natural Pozzo-lans in Concrete”, Madrid, España, ACI SP 91.

10 V. M. Malhotra. (1989) “Third Internacional Conference CANMENT/ACI Fly Ash, Silica Fume, Slag and Natural Pozzolans in Concrete”, Tronheim, Norway, ACI SP 114.

11 V. M. Malhotra. (1992) “Fourth Internacional Conference CANMENT/ACI Fly Ash, Silica Fume, Slag and Natural Pozzolans in Concrete”, Istanbul, Turkey, ACI SP 132.

12 V. M. Malhotra. (1995) “Third Internacional Conference CANMENT/ACI Fly Ash, Silica Fume, Slag and Natural Pozzolans in Concrete”, Milwaukee, USA, ACI SP 153.

13 Sydney Mindes et al. (2003) “Concrete”, Second Edition, Printece Hall, pp 418-419.



Propiedades FísicasCemento Pórtland

CPO 40 (Tipo I ASTM)Ceniza Volante*

Clase F ASTM

Finura: % que pasa 45 µm Blaine, m2/kg Gravedad específica

----3993.1

56 – 602.35 – 2.40

Tiempo de Fraguado:Prueba Guillmore: Fraguado inicial, min Fraguado final, minPrueba de Vicat, min

9518488

Resistencia a la compresiónEn cubos de 50 mm , MPa 3 días7 días28 días

26.532.140.5

Índice de Actividad de Resistencia con Cemento Pórtland, %

7 días 73 – 76

28 días 74 – 77

Análisis Químico, %Cemento Pórtland

CPO 40 (Tipo I ASTM)Ceniza Volante*

Clase F ASTM

Dióxido de silicio (SiO2) 19.6 59.6 – 62.2

Oxido de aluminio (Al2O3) 4.9 25.7 – 29.9

Oxido férrico (Fe2O3) 2.2 4.2 – 2.5

Oxido de calcio (CaO) 64.6 1.2 – 2.5

Oxido de magnesio (MgO) 1.6 0.4 – 0.9

Trióxido de azufre (SO3) 3.3 0.3 – 1.5

Oxido de Sodio (Na2O) 0.26 0.6 – 1.4

Oxido de Potasio (K2O) 0.79 0.5 – 1.1

Oxido de titanio (TiO2) 0.21 0.9 – 1.0

Oxido de fósforo (P2O5) 0.1 0.1 – 0.4

Oxido de manganeso (Mn2O5) 0.04

Cal libre 2.81

Pérdida por Ignición 2.8 1.5 – 1.6

Principales Compuestos Potenciales del Cemento

C3S 68.6

C2S 4.4

C3A 9.3

C4AF 6.7

Tabla 1. Propiedades Físicas del Cemento Pórtland y de la Ceniza Volante

Tabla 2. Análisis Químico del Cemento Pórtland y de la Ceniza Volante



Granulometría de finos Granulometría de gruesos

Malla#

% que pasaPara todasLas series

Malla#

% que pasa para

Series R,CV30 y CV60

Series CV90, CV120Y CV150

3/8” 100 2” 100

4 97.5 1 ½” 97.5

8 90 1” 67.1 100

16 67.5 ¾” 52.5 95

30 42.5 ½” 30.3 55.7

50 20 3/8” 20 37.5

10 6 4 2.5 5

8 2.5

Módulo de finura = 2.77 Tamaño máximo 2” 1”

T. Máx. Nominal 1 ½” ¾”

Granulometría de finos Granulometría de gruesos

Malla#

% que pasaPara todasLas series

Malla#

% que pasa para

Series RSFCV30SF y CV60SF

Series CV90SF, CV120SF y CV150SF

3/8” 100

4 97.5 1 ½” 100

8 90 1” 97.5 100

16 67.5 ¾” 71.1 95

30 42.5 ½” 42.5 55.7

50 20 3/8” 28 37.5

10 6 4 5 5

8 2.5 2.5

Módulo de finura = 2.77 Tamaño máximo 1 ½” 1”

T. Máx. Nominal 1” ¾”

Tabla 3. Granulometría empleada para concretos sin aditivo superfluidificante

Tabla 4. Granulometría empleada para concretos con aditivo superfluidificante



SeriesCemento

Kg/m3

Ceniza Volante Cementante*Kg/m3

Agua TotalL/m3

A. GruesoKg/m3

A. FinoKg/m3

Rel.A/C**

Rel.A/C+CV***Kg/m3 %

R 150 0 0 150 220 878 1061 1,34 1,34

CV30 150 45 30 195 220 882 1015 1,34 1,03

CV60 150 90 60 240 220 885 968 1,34 0,84

CV90 150 135 90 285 220 947 914 1,34 0,71

CV120 150 180 120 330 219 944 859 1,34 0,61

CV150 150 225 150 375 216 943 810 1,34 0,54

SeriesCemento

Kg/m3

Ceniza Volante Cementante* Agua TotalL/m3

AditivoContenido de Sólidos A. Grueso

Kg/m3A. FinoKg/m3

Rel.A/C**

Rel.A/C+CV***

Kg/m3 % Kg/m3 Kg/m3 %

RSF 150 0 0 150 147,6 1,88 1,25 962 1158 0,87 0,87

CV30SF 150 45 30 195 145,8 2,4 1,23 956 1098 0,87 0,67

CV60SF 150 90 60 240 143,5 3,04 1,27 966 1052 0,87 0,54

CV90SF 150 135 90 285 142,4 3,52 1,24 974 991 0,87 0,46

CV120SF 150 180 120 330 137,7 5,28 1,60 987 944 0,87 0,40

CV150SF 150 225 150 375 118,4 12,48 3,33 1041 890 0,87 0,35

SerieRevenimiento

(cm)DIN(cm)

Aire(%)

TemperaturaConcreto (°C)

Temperatura cuartode mezclas (°C)

R 19,5 55 1,2 29,0 27,5

CV30 20,0 57 0,8 26,5 22,0

CV60 21,0 52 0,9 26,5 22,5

CV90 17,0 53 1,0 27,5 24,0

CV120 18,0 52 1,4 28,0 24,0

CV150 15,0 50 1,4 30,0 25,0

Tabla 5. Resumen de proporciones de los concretos sin aditivo superfluidificante

Tabla 6. Resumen de proporciones de los concretos con aditivo superfluidificante

Tabla 7. Propiedades del concreto fresco para todas las series de concreto sin aditivo superfluidificante

* Cementante = Cemento Pórtland CPO 40 + Ceniza Volante** A/C; Relación Agua/Cemento Pórtland*** A/C+CV; Relación Agua/Cementante

* Cementante = Cemento Pórtland CPO 40 + Ceniza Volante** A/C; Relación Agua/Cemento Pórtland*** A/C+CV; Relación Agua/Cementante



Serie Revenimiento(cm)

DIN(cm)

Aire(%)

TemperaturaConcreto (°C)

Temperatura cuartode mezclas (°C)

RSF 23,0 57 1,6 30 23,5

CV30SF 20,0 53 2,0 31 23,5

CV60SF 22,5 56 1,9 31 23,0

CV90SF 20,0 54 2,2 33 24,0

CV120SF 22,0 57 2,0 33 23,5

CV150SF 17,0 55 1,9 34 24,0

Serie Rel. A/C Rel. A/C+CV Tiempo de fraguado inicial(minutos)

Tiempo de Fraguado final(minutos)

R 1,34 1,34 283 418

RSF 0,87 0,87 142 228

CV30 1,34 1,03 320 514

CV30SF 0,87 0,67 177 273

CV60 1,34 0,84 328 493

CV60SF 0,87 0,54 230 324

CV90 1,34 0,71 268 400

CV90SF 0,87 0,46 263 353

CV120 1,34 0,61 253 372

CV120SF 0,87 0,40 330 458

CV150 1,34 0,54 189 287

CV150SF 0,87 0,35 320 490

SerieResistencia a la Compresión en MPa

3 días 7 días 14 días 28 días 56 días 180 días 360 días

R 4,1 4,9 6,6 7,3 8,8 11,2 13,6

CV30 4,4 5,5 7,5 9,7 11,5 18,9 21,1

CV60 4,5 5,9 7,8 10,4 13,3 20,3 24,2

CV90 5,8 6,8 9,7 12,0 17,8 23,6 25,2

CV120 6,6 8,3 11,4 18,0 20,5 27,7 30,1

CV150 6,0 7,6 12,4 14,9 20,2 25,7 28,5

Tabla 8. Propiedades del concreto fresco para todas las series de concreto con aditivo superfluidificante

Tabla 9. Tiempos de fraguado inicial y final para todas las series de concreto

Tabla 10. Desarrollo de resistencias a la compresión de las series de concreto sin aditivo superfluidificante



SerieResistencia a la Compresión en MPa

3 días 7 días 14 días 28 días 56 días 180 días 360 días

RSF 15,3 17,4 18,7 21,4 24,4 29,9 31,3

CV30SF 15,8 15,9 20,4 27,2 31,8 40,3 46,1

CV60SF 15,4 17,4 23,4 33,0 42,2 46,6 50,0

CV90SF 15,1 20,9 29,4 39,9 48,4 66,1 72,3

CV120SF 17,0 23,7 36,4 48,5 62,1 74,7 80,4

CV150SF 15,0 20,7 29,8 43,4 53,2 63,3 70,3

Tabla 11. Desarrollo de resistencias a la compresión de las series de concreto con aditivo superfluidificante

Fig. 1 Pérdida de revenimiento para las distintas series de concreto con aditivo superfluidificante

0

5

10

15

20

25

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90

Tiempo, min.

Rev

enim

ient

o, c

m.

serie RSF serie CV30SF

serie CV60SF serie CV90SF

serie CV120SF serie CV150SF



Fig. 2 Desarrollo de las retracciones por secado para las distintas series de concreto sin aditivo superfluidificante

Fig. 3 Desarrollo de las retracciones por secado para las distintas series de concreto con aditivo superluidificante

Edad en semanas

-0.2

-0.17

-0.14

-0.11

-0.08

-0.05

-0.02

0 7 14 21 28 35 42 49 56 63 70%

de

retr

acci

ón

Serie RSerie CV30Serie CV60Serie CV 90Serie CV 120Serie CV 150

Edad en semanas

-0.1

-0.09

-0.08

-0.07

-0.06

-0.05

-0.04

-0.03

-0.02

-0.01

00 7 14 21 28 35 42 49 56 63 70

% d

e re

trac

ción

Serie RSFSerie CV30SFSerie CV60SFSerie CV90SFSerie CV120SFSerie CV150SF



Fig. 4 Desarrollo de las resistencias a la compresión para las distintas series sin aditivo Superfluidificante

Fig. 5 Desarrollo de las resistencias a la compresión para las distintas series con aditivo Superfluidificante

0

10

20

30

40

50

60

70

80

0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250 275 300 325 350 375Edad en Días

Res

iste

ncia

a la

com

pres

ión

en M

Pa

Serie R Serie CV30Serie CV60Serie CV90Serie CV120Serie CV150

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250 275 300 325 350 375

Edad en Días

Res

iste

ncia

a la

com

pres

ón e

n M

Pa

Serie RSFSerie CV30SFSerie CV60SFSerie CV90SFSerie CV120SFSerie CV150SF


Mauro Maldonado Chan, Dr. Rafael Gallegos López, M.C. Federico López Vázquez, Ing. Juan Antonio Sandoval Cortina, Dr. Mauricio Cabrera Ríos

Hacia un sistema automático de aforo vehicu-lar basado en secuencias de video y redes neu-

ronales artificialesMauro Maldonado Chan1, Dr. Rafael Gallegos López2, M.C. Federico López Vázquez2,

Ing. Juan Antonio Sandoval Cortina2, Dr. Mauricio Cabrera Ríos1

1Posgrado en Ingeniería de Sistemas (PISIS), Facultad de Ingeniería Mecánica y Eléctrica, Universidad Autónoma de Nuevo León, Monterrey, Nuevo León, 66450, México.2Departamento Ingeniería de Tránsito, Instituto de Ingeniería Civil, Facultad de Ingeniería Civil, Universidad Autónoma de Nuevo León, Monterrey, Nuevo León, 66450, México.

RESUMEN

En este trabajo se presenta un sistema automático de conteo y clasificación vehicular. El sistema hace uso de infraestructura y tecnología existente en el área metropolitana de Monterrey. Técnicas de procesamiento de imágenes, aplicadas a secuencias de video obtenidas a través de una cámara de video, fueron utilizadas para la detección y el conteo vehicular. El problema de clasificación vehicular fue resuelto utilizando modelos de Redes Neuronales Artificiales (RNAs).

La metodología propuesta fue probada en dos secuencias de video de cinco y noventa minutos obteniendo resultados prometedores y sen-tando una buena base en la aplicación del sistema propuesto. La información que se puede generar con este sistema tiene muchas aplicaciones en el área del transporte incluyendo la programación del mantenimiento asfáltico, estimación de emisión de gases, estudio y diseño de la infraestructura vial, mejoramiento del flujo vehicular, entre otras.

ABSTRACT

In this work an automatic system of vehicle counting and classification based on existing infrastructure and technology available in the metropolitan area of Monterrey. Image processing techniques applied to video sequences obtained through a camcorder were used for the vehicle detection and counting. The vehicle classification problem was solved through models of Artificial Neural Networks (ANN).

The proposed methodology was tested using two video sequences of five and ninety minutes with promising results and seating a good base in the application of the proposed system. The information gathered through this process has many applications in the transportation area including the programming of the asphalt maintenance, estimation of gas discharge, study and design of the road infrastructure, improvement of the vehicle flow, among others.

Introducción

El tráfico vehicular en zonas urbanas presenta retos muy diversos en la toma de decisiones dentro de áreas que incluyen desde el control instantáneo hasta la construcción de grandes obras de infraestructura. La caracterización vehicular, definida como el conteo, la clasificación y la identificación de la dirección de los vehículos, puede aportar información muy útil para mejorar la toma de decisiones inherente.


Hacia un sistema automático de aforo vehicular basado en secuencias de video y redes neuronales artificiales

Actualmente esta caracterización vehicular se hace por medio de censos visuales de aproximadamente una hora en varias intersecciones del área metropolitana de Monterrey. Sin embargo, este procedimiento es afectado por el error humano que a su vez proviene de fuentes que incluyen desde el descuido momentáneo hasta impedimentos de tipo físico.

Los estudios de clasificación y conteo vehicular constituyen un elemento importante en los procesos de planeación y diseño de la construcción, ampliación y modernización de la infraestructura. Como se sabe, es-tos procesos son de un gran impacto económico y la inversión que requieren debe estar basada en estudios sólidos con información confiable.

Metodología

En este trabajo el problema se ha dividido en dos partes: detección vehicular para la estimación de ca-racterísticas que describan la presencia de un vehículo y clasificación vehicular a partir de un análisis de las mismas.

La detección y el conteo vehicular se realiza a través de visión computarizada; esto es, el procesamien-to de imágenes de salida de una cámara de video montada en una intersección para detectar y contar los vehículos que transitan por la misma. La detección vehicular nos permite extraer parámetros que describen las características físicas vehiculares. De esta manera, son estas características vehiculares las que sirven de entrada a una RNA para obtener así la clasificación vehicular. La metodología aquí propuesta se muestra es-quemáticamente en la Figura 1. De acuerdo con esta figura, las imágenes de salida de una cámara de video montada en una intersección se almacenarán y procesarán fuera de línea en una computadora personal. Los parámetros se representarán para su uso conveniente por una red neuronal artificial, la cual es inicialmente entrenada y posteriormente utilizada para realizar la clasificación vehicular. Los detalles de este desarrollo se pueden consultar en [1].

Figura 1. Proceso para la clasificación vehicular automatizada.

La detección vehicular es solamente un paso preliminar en la tarea de clasificación. Por otra parte, dado al gran número de tamaños y formas de los vehículos dentro de una misma categoría, es difícil categorizar vehículos usando parámetros simples. Esta tarea es aún mucho más difícil cuando se contemplan múltiples categorías de clasificación. La decisión de usar RNAs obedeció, dentro de varias razones, a que se ha demos-



trado que éstas son especialmente robustas en la tarea de clasificación de información con ruido.

Para propósitos de este proyecto se decidió trabajar con un esquema de clasificación de tres categorías: vehículo pequeño, vehículo mediano y vehículo grande. La clase vehicular definida como pequeña está com-puesta exclusivamente de todos los automóviles identificados por sus fabricantes como de tipo ligero. Los vehículos medianos comprenden todas las vans, SUVs, camionetas y pickups, entre otras. Por último, los autobuses de transporte y todos los trailers y semitrailers constituyen la clase vehicular grande.

El esquema de clasificación propuesto obedece a la conocida relación entre el desgaste del pavimento y las dimensiones y el peso vehicular. Se sabe que la mayor parte de los métodos de diseño de pavimentos requiere de un conocimiento previo de la clasificación vehicular [2] para determinar el peso bruto vehicular según el tipo de camino y con ello, calcular el daño producido por los vehículos. Estudios técnicos del Instituto Mexi-cano del Transporte reportan que existe una relación directa entre el deterioro del pavimento y características vehiculares como el tipo de vehículo, la velocidad de circulación, el nivel de carga y características de rigidez y amortiguamiento de la suspensión [3].

Resultados

La metodología aquí propuesta fue probada en dos secuencias de video con una duración de cinco y no-venta minutos respectivamente. Éstas fueron digitalizadas sin sonido a una resolución de 352 x 240 pixeles en formato AVI a una tasa de 30 cuadros/segundo. Se utilizó una cámara de video marca Elbex modelo EX/C100/6 para grabar el flujo de tránsito de la intersección Gómez Morín - Vasconcelos del municipio de San Pedro Garza García del área metropolitana de Monterrey. La tasa de frecuencia de procesamiento de imagen fue de quince cuadros. En ambos casos se realizó el conteo y la clasificación visual para propósitos de com-paración contra el sistema automático presentado en esta tesis.

Los videos de cinco y noventa minutos fueron tomados respectivamente como ejemplos de: 1) un proble-ma de laboratorio y 2) de un problema real al que sería enfrentado el clasificador. Al analizar una secuencia de video manejable se obtuvo una mayor visión del comportamiento del clasificador basado en RNAs. Por otra parte, un problema real es presentado con la secuencia de video de noventa minutos.

Ya que los esquemas de clasificación usados por diferentes investigadores difieren del presentado en esta trabajo, es difícil comparar los algoritmos de clasificación basándose solamente en las tasas de clasificación pues, en un sentido, diferentes tecnologías producen esquemas de clasificación que son más apropiados para un tipo particular de señal detectada.

Secuencia de video de cinco minutos

Un total de 8995 cuadros componen esta secuencia de video capturada el jueves 27 de Abril de 2006 a las 15:00 p.m. con un flujo de tránsito moderado. El tiempo de ejecución para el proceso de detección y conteo vehicular fue de 1008 segundos. La clasificación vehicular tardó solamente 28 segundos. Esto es aproximadamente 17 minutos para ambos procesos.



Conteo vehicular en secuencia de video de cinco minutos

Para propósitos de comparación todos los vehículos fueron contados y clasificados visualmente en la se-cuencia de video. La tabla 1 muestra una comparación del proceso de conteo visual contra la automatización del mismo proceso.

Tabla 1. Conteo y clasificación vehicular visual vs. automático en secuencia de video de cinco minutos

Conteo Visual Conteo Automático % Conteo

Vehículo Pequeño 197 211 107.10%

Vehículo Mediano 41 39 95.12%

Vehículo Grande 3 0 0%

Total 241 250 103.73%

Aunque la tasa de clasificación es aceptable se encontraron problemas en el proceso de detección y con-teo vehicular. Debido al tamaño manipulable de la secuencia de video se realizó un análisis de los problemas encontrados. Dos problemas principales se identificaron en el proceso de detección y conteo vehicular: un automóvil se detecta más de una vez o de lo contrario no es detectado. Como se presenta en la tabla 2, de los 250 automóviles detectados, 32 vehículos fueron detectados en dos ocasiones y otros 23 no fueron de-tectados. Al realizar las operaciones aritméticas pertinentes (restar los automóviles repetidos y sumar los que no fueron detectados) se valida el valor obtenido en la detección visual, 241.

El error de detección vehicular doble se debió principalmente al proceso de comparación entre cuadros utilizado en la detección vehicular. Los resultados muestran que la comparación entre cuadros está altamente influenciada por la velocidad de los vehículos. Vehículos que presentan una velocidad muy lenta tienen una probabilidad alta de ser detectados doblemente.

En el problema de no-detección vehicular varias razones fueron reportadas como se muestra en la tabla 3: pixeles compartidos, por estar unido al borde, por número de pixeles y por estar unido a otro vehículo.

En los catorce casos de error de no-detección vehicular debido a pixeles compartidos se debió a vehículos justo detrás de otro vehículo detectado anteriormente. En este caso, el sistema considera que es el mismo vehículo y lo discrimina debido al proceso de comparación entre cuadros.

El proceso de eliminación de objetos unidos a los bordes se lleva a cabo para evitar segmentar vehículos parcialmente ocultos. Sin embargo, ya que los extremos de la carretera están unidos a los bordes de la imagen,

Estado Cantidad

Detectados 250

Doblemente Detectados 32

No Detectados 23

Total Final 241

Tabla 2. Validación del conteo vehicular visual en secuencia de video de cinco minutos.



si un vehículo se detecta unido al extremo de la carretera, el sistema lo discriminará como un solo objeto, como sucedió en siete ocasiones en este video.

El sistema presentado elimina de manera predeterminada todos los objetos detectados cuya área total sea menor a 300 pixeles. Este valor fue fijado empíricamente presentando buenos resultados. La razón para realizar esta discriminación es evitar el conteo de personas, bicicletas u otros objetos que pudieran atravesar el área de interés. Si el vehículo es detectado en un punto extremo de la imagen por efectos de la perspectiva es probable que el número total de pixeles en su área sea menor a 300. Sin embargo este error solamente sucedió en una ocasión para este video.

El último tipo de error identificado fue la combinación de dos vehículos extremadamente juntos. Si dos vehículos están muy próximos el uno con el otro, el sistema los considerará como un solo objeto. Este error se presentó en una sola ocasión en esta prueba.

Una posible solución para los errores presentados en el proceso de detección y proceso vehicular es la in-tegración de un sistema de rastreo vehicular desarrollado a través del bloque para procesamiento de imágenes y video del lenguaje MatLab. Este desarrollo queda entonces como un problema a resolver en el futuro.

Clasificación vehicular en secuencia de video de cinco minutos

Como es fácil darse cuenta, el proceso de clasificación vehicular se ve altamente influenciado por los re-sultados arrojados durantes el proceso de detección y conteo.

En la figura 2 se presenta la matriz de clasificación arrojada por la RNA. En esa matriz, 9 de 211 vehícu-los pequeños fueron clasificados como medianos, mientras 23 de 39 vehículos medianos fueron clasificados como pequeños.

Es importante hacer notar que el error de clasificación sólo se presentó entre clases adyacentes.

Figura 2. Matriz de clasificación vehicular para secuencia de video de cinco minutos.



Los errores de clasificación se debieron principalmente a errores en el proceso de detección vehicular. También en la figura 6.2, se presenta que el 87.20% de los vehículos fueron clasificados correctamente. Al dividir por clases, 95.73% de los vehículos pequeños fueron clasificados correctamente, mientras que para el caso de los medianos la tasa es de 41.02%.

Es importante mencionar que en este estudio el conjunto de entrenamiento para la RNA comprende un 80% de los datos, mientras que los conjuntos de de validación y de prueba son del 10% cada uno. Esta divi-sión de conjuntos fue tomada como prueba. Por último, conocer el error conjunto de conteo y de clasificación es deseable y se deja como parte del trabajo a desarrollarse a futuro.

Secuencia de video de noventa minutos

Esta secuencia de video está compuesta de 165,098 cuadros y fue capturada el jueves 7 de Septiembre de 2006 a las 16:47 p.m. con un flujo de tránsito moderado. La secuencia de video fue dividida en tres sub-secuencias de treinta minutos cada una, debido a la complejidad de procesar tal número de cuadros en una sola operación. De tal manera, la primera media hora de video contiene 55,651 cuadros y reportó un tiempo de ejecución para el proceso de detección y conteo vehicular de 3,011 segundos. A su vez, la segunda media hora de video comprende 53,611 cuadros con un tiempo de ejecución de 3,470 segundos para el mismo proceso. La tercera media hora de video está compuesta de 55,836 cuadros y reportó un tiempo de 4,272 segundos para llevar a cabo el mismo proceso. Así, el tiempo de procesamiento final para la detección y el conteo vehicular reportado para la secuencia de video de noventa minutos es de 10,753 segundos.

Finalmente, la clasificación vehicular se llevó a cabo en 88 segundos. Al final, el procesamiento total de esta secuencia de video fue de tres horas aproximadamente para ambos procesos.

Conteo vehicular en secuencia de video de noventa minutos

De la misma manera que en la secuencia de video de cinco minutos, todos los vehículos fueron contados y clasificados visualmente. Un total de 1625 vehículos fueron detectados y contados en el primer segmento de media hora. Para el segundo y tercer segmento, el proceso arroja un conteo de 1572 y 1671 vehículos respectivamente. La tabla 4 muestra una comparación del proceso de conteo visual contra la automatización del mismo proceso para la secuencia de video completa.

Conteo Visual Conteo Automático % Conteo

Vehículo Pequeño 3,076 3,146 102.27%

Vehículo Mediano 1,811 1,700 93.87%

Vehículo Grande 62 22 35.48%

Total 4,949 4,868 98.36%

Tabla 4. Conteo y clasificación vehicular visual vs. Automático en secuencia de video de noventa minutos.

Como se puede ver en la tabla 4, 98.36% de los vehículos fueron detectados por el detector vehicular au-tomático. La menor tasa de detección corresponde a la clase vehicular grande y esto es debido a la dificultad de contener totalmente en el área de interés los vehículos en cuestión.



Una solución que surge a primera vista para esta situación sería aumentar el tamaño del área de interés, sin embargo, esto repercute en la detección de las otras clases vehiculares ya que es necesario rastrearlas en un área más grande.

Al igual que en la secuencia de video de cinco minutos, dos problemas principales se identificaron en el proceso de detección y conteo vehicular: un automóvil se detecta más de una vez o de lo contrario no es detectado. La tabla 5 muestra que de los 4,868 automóviles detectados, 405 vehículos fueron detectados en más de una ocasión y otros 521 no fueron detectados. Otro problema que se presentó en esta secuencia de video fue la detección de otros tipos de vehículos como motocicletas y bicicletas. Como se sabe, estos tipos de vehículos no fueron considerados en el estudio ya que no representan un gran impacto en el flujo vehicular y en el desgaste al pavimento. Un total de 35 motocicletas y bicicletas fueron detectadas en la secuencia de hora y media de duración.

Por último, si restamos el número de automóviles repetidos, restamos el número de motocicletas y bici-cletas detectadas y sumamos los vehículos que no fueron detectados al número total de vehículos detectados por el sistema (esto es, 4,868 vehículos) obtenemos entonces el número de vehículos detectados visualmente, 4,949.

Estado Cantidad

Detectados 4,868

Doblemente Detectados 405

Motocicletas y Bicicletas 35

No detectados 521

Total Final 4,949

Cantidad Tipo de Error

325 Por píxeles compartidos

156 Por estar unido al borde

17 Por número de píxeles

23 Por estar unido a otro vehículo

Tabla 5. Validación del conteo vehicular visual en secuencia de video de noventa minutos

De la misma manera que en el estudio de una secuencia de video de cinco minutos, el error de detección vehicular doble se debió principalmente al análisis de comparación entre cuadros. Tal vez una manera de so-lucionar este tipo de error sea incorporando rastreo vehicular en el área de interés de la imagen. Sin embargo, como se ha mencionado, esta propuesta se deja como trabajo a realizar en el futuro.

En la sección 3.1.1 se explicaron las razones por las que se obtuvieron casos de no detección vehicular. De tal manera, en esta sección sólo se presenta la tabla 6 con los valores para cada caso: por pixeles compartidos, por estar unido al borde, por número de pixeles y por estar unido a otro vehículo.

Tabla 6. Errores de no-detección vehicular en secuencia de video de noventa minutos.



Clasificación vehicular en secuencia de video de noventa minutos

No existe una regla definida para la obtención de varios de los parámetros de las RNAs, pues muchos de ellos dependen en gran medida de la aplicación. Con esto en mente, se realizó un estudio a través de un dise-ño de experimentos para dos parámetros del clasificador vehicular: el tamaño del conjunto de entrenamiento y el número de neuronas en la capa oculta. El número de neuronas puede afectar de manera importante el des-empeño de aproximación de la red si no se define apropiadamente y el tamaño del conjunto de entrenamiento en nuestra aplicación tendrá una influencia directa sobre cuánto tiempo deberá pasar el usuario entrenando el clasificador vehicular. El tamaño del conjunto de entrenamiento se refiere al número de automóviles detecta-dos en un lapso de tiempo de la secuencia de video. Para el desarrollo del experimento, se consideraron tres diferentes lapsos de tiempo para el conjunto de entrenamiento: diez, veinte y treinta minutos. A su vez, los niveles considerados para el número de neuronas en la capa oculta fueron: 8, 12 y 16.

De esta manera se trabajó con un factorial completo 32; esto es, de dos variables a tres niveles y se rea-lizaron cinco réplicas del mismo.

Figura 3. Superficie de respuesta de los resultados obtenidos con diseño factorial.

Gráficamente los resultados obtenidos se muestran en la figura 3. Como se puede observar, el porcentaje promedio de clasificación correcta en el experimento realizado estuvo en el rango de 75.9% a 76.4%. Ade-más, se observa que el tiempo es un factor que influye en la medida de desempeño, caso contrario a lo que sucede con el número de neuronas en la capa oculta. Se identifica también que al utilizar un tiempo de veinte a treinta minutos para el conjunto de entrenamiento, se obtienen mejores resultados que utilizando un tiempo entre diez y veinte minutos.



Conclusiones

En este trabajo se presentó una metodología para detectar, contar y clasificar automóviles. La metodolo-gía utiliza una combinación de detección y conteo vehicular a través de visión computarizada y clasificación vehicular a partir de RNAs. Los resultados preliminares del sistema basado en la metodología propuesta de-muestran su capacidad y potencial de aplicación.

Un punto importante a destacar es que el propósito de este proyecto fue trabajar con tecnología existente y accesible en Monterrey.

El proyecto en una primera fase se orientó hacia el problema de conteo y clasificación. El sistema presen-tado es escalable, susceptible de ser mejorado con nuevas y mejores técnicas de procesamiento de imágenes, así como capaz de introducir la capacidad de identificar la distribución direccional. El desarrollo de esta nueva fase del trabajo representa un área de oportunidad dentro del trabajo a futuro.

Los resultados obtenidos por el sistema implican que es posible esperar un desempeño competitivo de las RNAs como clasificadores no lineales en el problema de clasificación vehicular presentado.

Por otra parte, los resultados obtenidos por la metodología presentada demuestran la viabilidad de alcanzar niveles aceptables de clasificación aún cuando la RNA es entrenada con una cantidad limitada de patrones.

Aún cuando los resultados presentados en este trabajo son considerablemente buenos, una mejor tasa de clasificación es deseable. Ésta se puede obtener a través de un mejor proceso de detección y conteo vehicular por medio de rastreo vehicular. Un proceso de rastreo vehicular arrojaría mejor estimaciones de los paráme-tros al hacer un cálculo de éstos en varios cuadros y no solamente en uno. Esto se contempla como trabajo a futuro.

Agradecimientos

Al Consejo Nacional de Ciencia y Tecnología, a la Universidad Autónoma de Nuevo León, a la Facultad de Ingeniería Mecánica y Eléctrica, así como al Departamento de Tránsito del Instituto de Ingeniería Civil por su apoyo en el desarrollo de este trabajo.

Referencias

1 Maldonado Chan Mauro, “Sistema Automático de Conteo y Clasificación de Flujo Vehicular basado en Procesa-miento de Secuencias de Video y Redes Neuronales Artificiales”, Tesis de Maestría, 2006.

2 Gardner Mark P, “Highway Traffic Monitoring”, Transportation in the New Millennium, 2000.3 Lozano Guzmán Alejandro, Romero Navarrete José Antonio, Hernández Jiménez José Ricardo, Carrión Vira-

montes Francisco Javier & Vázquez Vega David, “Aspectos de la Dinámica de los Vehículos Pesados y su Relación con el Daño a Pavimentos”, Instituto Mexicano del Transporte, publicación técnica no. 119, 1999.


Método para diseñar el pórtico de entrada de puentes peatonales metálicos utilizando frecuencias naturales

Método para diseñar el pórtico de entrada de puentes peatonales metálicos utilizando

frecuencias naturalesDr. Guillermo Villarreal Garza1, Dr. Ricardo González Alcorta1

1Profesores- Investigadores de la Facultad de Ingeniería Civil de la Universidad Autónoma de Nuevo León. [email protected]

RESUMEN

En puentes peatonales construidos con base en armaduras de acero existe una variedad de geometrías de las armaduras que forman la estructura principal, así también en el pórtico de entrada al piso de los puentes se hace más notoria la variación en su rigidez, al existir pórticos con poca rigidez hasta pórticos demasiado rígidos .La rigidez del marco del pórtico juega un papel importante en el comportamiento dinámico, ya que influye en la frecuencia natural. Este trabajo presenta un procedimiento en función de la frecuencia natural de vibración para determinar la magnitud de rigidez lateral que debe tener dicho pórtico.

ABSTRACT

In pedestrian bridges built with steel trusses there is variety of geometries of those trusses that form part of the bridge and also there is a variety of geometries of the entrance portal frame, showing this portal frame different structural stiffness. The lateral stiffness of the portal frame plays an important role on the dynamic behaviour since has influence on the natural frequency. In the paper it is presented an procedure as a function of the natural frequency to determine the lateral stiffness that must have the portal frame on pedestrian bridges.

Introducción

Existen puentes peatonales con una configuración estructural con base en armaduras de acero (dos ver-ticales y dos horizontales) que son muy económicos y además presentan aspectos convenientes en el pro-cedimiento de construcción, ya que se fabrican en el taller y es mínima la interrupción del tráfico durante su montaje, (ver Figura 1).

Una ventaja que tienen este tipo de puentes es que es muy fácil agregar una malla a las armaduras vertica-les para obtener un paso seguro y evitar que alguna persona pueda caer al vacío. Las armaduras horizontales de estos puentes forman un sistema muy efectivo para tomar las fuerzas laterales como viento y sismo. Las cuatro cuerdas que forman parte de las armaduras verticales y horizontales toman el momento flexionante producido por peso propio y la carga viva de las personas que transitan por el sistema de piso así como los momentos flexionantes que producen las cargas laterales de viento y sismo en las armaduras horizontales.

Las diagonales de las armaduras verticales toman el cortante de peso propio, carga viva de las personas y sismo vertical, las diagonales de las armaduras horizontales toman el cortante de las cargas laterales de viento ó sismo, los miembros verticales de las armaduras verticales sirven para rigidizar las cuerdas.


Dr. Guillermo Villarreal Garza, Dr. Ricardo González Alcorta

Una desventaja de los puentes peatonales fabricados con armaduras es que son muy flexibles y pueden presentar una aparente inseguridad especialmente en el caso de que los marcos que forman los portales de entrada y salida al puente no posean una adecuada rigidez lateral. Cuando la rigidez lateral de estos portales es baja, la frecuencia natural disminuye y se producen mayores movimientos laterales que sumados con los movimientos verticales y cabeceo aumentan la aparente inseguridad. El adecuado diseño de estos portales es muy importante para disminuir las vibraciones de los puentes peatonales fabricados con armaduras de acero, es importante mencionar que la frecuencia natural de tránsito de las personas se ubica entre 2 y 5 Hertz y se debe evitar la concordancia de esta frecuencia de excitación con la frecuencia de la estructura del puente (ver referencia al final del artículo). Mas adelante en éste trabajo se describe un criterio basado en la frecuencia natural para determinar la rigidez lateral óptima del puente.

Figura 1. Armaduras Superior, Lateral e Inferior de un Puente de 18.00m de Claro

C TUBOC TUBO

Vista Inferior

Z - 1 L L

1 PER 3" x 3" x 0.156" (Verde)

Vista Lateral

DIAGONALES 1 PER 2" x 2" x 0.125" (Verde) TÍPICO

1

1

2 VER DETALLE-1 2

1 PER 2" x 2" x 0.125" (Verde)2 2

VER DETALLE-2 VER DETALLE-3

MONTANTES 1 PER 3" x 3" x 0.156" (Verde) TÍPICO

TUB

OLC

Z - 1

LTU

BO

C

VER DETALLE-2 1

1 PER 2" x 2" x 0.125" (Verde) 1

1 PER 3" x 3" x 0.156" (Verde)

Vista Superior

1 PER 2" x 2" x 0.125" (Verde) TÍPICO

VER DETALLE-2 VER DETALLE-3

COLOCAR MALLA CICLONICA ATODO LO LARGO DEL PUENTE

COLOCAR MALLA CICLONICA ATODO LO LARGO DEL PUENTE



Procedimiento de diseño de un puente peatonal fabricado con armaduras

Generalmente el procedimiento de diseño de un puente peatonal de un claro simplemente apoyado cons-truido con armaduras de acero se basa en los siguientes pasos:

a) Selección de las proporciones generales del puente tomando en cuenta el claro.b) Propuesta de secciones preliminares de los miembros basada en algún método aproximado para cargas gravitacionales.c) Diseño de la estructura del piso del puente con una losa-acero o vigas de piso con placa antiderrapante para resistir la combinación de peso propio y la carga viva de diseño.d) Análisis computacional de la armadura especial para las diferentes combinaciones de carga incluyendo peso propio, carga viva, viento y/o sismo.e) Revisión de los desplazamientos verticales con base en el análisis estructural del paso anterior. Aquí de-berá revisarse que los desplazamientos estén dentro de los límites permisibles para continuar con el diseño de los miembros y de no ocurrir así deberá aumentarse el peralte de la armadura y/o las secciones de los miembros y volver a hacer otro análisis.f) Diseño de los miembros de las cuerdas superior e inferior para cumplir con las especificaciones AISC o las especificaciones aceptadas para el diseño del puente, para resistir todas las solicitaciones de carga.g) Diseño de los miembros diagonales y verticales de las armaduras verticales para resistir principalmente las combinaciones con cargas gravitacionales, con AISC u otras especificaciones.h) Diseño de los miembros diagonales y horizontales de las armaduras horizontales para resistir principal-mente las combinaciones de peso propio y cargas laterales de viento o sismo.i) Diseño de las conexiones y detalles de uniones para cumplir con las especificaciones AISC o de las aceptadas para el diseño.j) Diseño de los marcos-portales de entrada al puente para tomar las cargas laterales de viento ó sismo que se transmiten a los portales por la armadura horizontal superior.k) Análisis dinámico con las secciones definitivas de los miembros. Este paso muchas veces se ignora y no debería omitirse ya que es muy importante para diseñar correctamente los marcos-portales de entrada y salida del puente.

En éste trabajo únicamente se describirán los últimos dos incisos (j y k), que son los que tienen que ver con el diseño del marco portal con base a la frecuencia natural del puente.

Diseño de los marcos-portales de entrada al puente

A continuación se muestran fotografías donde se ilustra el marco portal de un puente peatonal en servicio fabricado con armaduras de acero (ver Figura 2a, 2b y 2c).

El diseño de los marcos portales de entrada (ver Figura 2a) consiste en un marco de un claro sujeto a una carga horizontal que es producida por el cortante sísmico horizontal ó por el empuje del viento que actúa en el área expuesta de las armaduras verticales en un ancho igual a la mitad del claro del puente.



Con ésta fuerza debida al viento se hace el diseño de las dos columnas y viga que forman parte del marco portal (ver Figura 3b). Ahora bien el diseño efectuado para tomar esas cargas horizontales de viento o sismo no garantiza que tales marcos tengan una adecuada rigidez para evitar vibraciones excesivas inducidas por la proximidad de las frecuencias de excitación vertical y horizontal de las personas que caminan sobre el puente con la frecuencia natural del mismo. La figura 3a muestra un marco típico del portal de entrada.

Figura 2b. Fotografía del marco portal del puente anterior después de reforzarse.

Figura 2a. Fotografía donde se muestra el marco portal de entrada de un puente peatonal.

Marco del Portal

Marco del portal antes de reforzarse

Marco de refuerzo para el portal



En la Figura 2b se puede observar un marco portal con muy poca rigidez lateral aunque es capaz de resistir la fuerza horizontal de viento que le transmiten el viento que actúa en las armaduras; sin embargo, debido a su baja rigidez lateral este puente presentaba problemas de vibraciones con participaciones importantes de modos de vibración vertical, lateral y de cabeceo ó torsional. Este es un ejemplo de los muchos puentes pea-tonales que se sienten inseguros por exceso de vibraciones laterales y de cabeceo debidos a la falta de rigidez lateral del marco portal.

Figura 2c. Fotografía con la vista de las armaduras de un puente peatonal.

Figura 3a. Marco del Portal de Entrada del Puente. Figura 3b. Modelo de Análisis del Marco del Portal.

PER 3"x3"x0.156" (Verde)

4TIP

3

45°

TIP

4

TIP 3

TUB

O Ø

8" C

ED

ULA

20

TUB

O Ø

8" C

ED

ULA

20

3TIP 4

4

5 5

B

H

Fviento



Muchos de estos puentes peatonales de armaduras han sido diseñados haciendo correctamente un análisis estático cumpliendo con el estado límite de resistencia y de desplazamientos, sin embargo no se cumple la condición del estado límite de vibraciones, pues se ha ignorado el análisis dinámico y como estos puentes son muy flexibles y puede existir la concordancia o cercanía entre las frecuencias naturales de vibración y las frecuencias de excitación asociadas al transito de las personas, que provoca vibraciones excesivas y un senti-miento de inseguridad al caminar por ellos.

Análisis dinámico

Para determinar los efectos de viento utilizando el método dinámico se deben tomar en cuenta todas las características del viento en el sitio donde se ubique la estructura, así como la geometría de las armaduras del puente, también considerar que en la armadura inferior existe una mayor masa debido a la estructura del sistema de piso y la posibilidad de que se coloquen estructuras de anuncios sobre la armadura horizontal superior del puente.

Además debe de considerarse la intensidad de la turbulencia del viento en el lugar de la construcción, la frecuencia natural y el amortiguamiento de la estructura que en el caso de armaduras de acero es muy bajo el cual fluctúa entre 0.5 y el 1% del amortiguamiento crítico. Tomando en cuenta estos parámetros se obtiene la respuesta dinámica debido a ráfagas, como se define en el inciso 4.9 del Manual de diseño de obras civiles, diseño por viento CFE. En este manual se describe el procedimiento del análisis estático y dinámico incluyen-do todas las ecuaciones que deben de utilizarse y los requisitos a cumplirse, por lo que no se hará una des-cripción del análisis dinámico, solo recalcar que estos puentes de armaduras de acero, por sus dimensiones y su flexibilidad son sensibles a las ráfagas de viento y deben diseñarse incluyendo un análisis dinámico, para el cual se pueden ver las referencias y bibliografía al final del trabajo.

Modelo matemático de un puente peatonal

Considerando la interacción entre los peatones de masa modal m caminando sobre un puente de arma-duras de acero con un modo de vibración de masa M y rigidez K para pequeñas amplitudes de vibración se tiene que: la fuerza de interacción la cual es transmitida de los peatones al puente y viceversa la llamaremos F, este modelo esta mostrado en la Figura 4, donde z(t) es el desplazamiento modal del centro de masa de los peatones y y(t) es el desplazamiento modal del pasillo del puente.

Figura 4. Interacción del modelo de un puente con masa total M y rigidez K y la masa m de los peatones.

y(t)

KM

x(t)

Fm



El análisis final de los modelos estudiados se realizó utilizando un paquete de computadora con capacidad para efectuar análisis tridimensional de estructuras.

Resultados de los casos de estudio

Se presentan los resultados de la respuesta dinámica teórica de los marcos portales de tres puentes peato-nales fabricados con armaduras de acero con claros de 18, 25 y 32 metros respectivamente, en los tres casos los puentes se consideraron simplemente apoyados. Las geometrías estudiadas se describen en la Figura 5 y en la Tabla 1.

Tabla 1. Geometrías de los Puentes Peatonales Estudiados.

PERFILES PER en pulgadas

PUENTE L (m) H (m) B (m) Cuerdas Diagonales Verticales y otros

1 18.00 2.20 1.50 3x3x0.156 2x2x0.125 2x2x0.125

2 25.00 2.50 2.00 3x3x0.156 2x2x0.125 2x2x0.125

3 32.00 2.60 2.20 3½x3½x0.188 2½x2½x0.125 2½x2½x0.125

Figura 5. Geometrías de los Puentes estudiados

En las figura 6a, 6b y 6c se presentan curvas que relacionan la frecuencia natural del puente (en Hz) contra la rigidez lateral equivalente del pórtico (en kg/cm), en donde se observa que existe un intervalo de rigidez la cual influye apreciablemente en la frecuencia natural. Se detecta una rigidez limite a partir de la cual la frecuencia natural del puente ya no cambia de valor porque se vuelve independiente de la rigidez lateral del pórtico de entrada.

Vista Superior de Armaduras Horizontales

Armaduras Verticales

H

B

HH

B

L



Figura 6a. Rigidez del Pórtico – Frecuencia del Puente con Claro L=18.00m.

Figura 6b. Rigidez del Pórtico – Frecuencia del Puente con Claro L=25.00m

Figura 6c. Rigidez del Pórtico – Frecuencia del Puente con Claro L=32.00m

0

1

2

3

4

5

6

7

0 1000 2000 3000 4000

Rigidez del Pórtico (k/cm)

Fecu

encia

Nat

ural

del P

uent

e en

Hz (C

PS)

Fecu

enci

a N

atur

al

del P

uent

e en

Hz

(CP

S)

0

1

2

3

4

5

0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 5500 6000

R igidez del P órt ico (kg/ cm)

Fecu

enci

a N

atur

al

del P

uent

e en

Hz

(CPS

)

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

10 00 20 00 30 00 40 00 50 00 60 00 70

R igidez del P órt ico (kg/ cm)

000



Como puede observarse en las figuras 6a, 6b y 6c, la frecuencia natural llega a un máximo para cierto valor de la rigidez, este valor de la rigidez es el valor mínimo que debe tener los pórticos de entrada y salida al puente para reducir las vibraciones y movimientos del puente, haciéndolo más confortable ya que se reducirán las oscilaciones y movimientos laterales.

Recomendaciones

Después de diseñar los miembros de las armaduras utilizando todas las cargas con análisis estáti-co, deberá hacerse un análisis dinámico ya que este tipo de puentes peatonales son muy flexibles y un diseño con análisis estático puede conducir a un puente con baja frecuencia natural que podría coincidir con la frecuencia de excitación de las personas que transitan por el puente y que se traduciría en movimientos que generan aparente inseguridad.Cuidar de no subestimar la rigidez del marco del pórtico de entrada; además de diseñar su rigidez para las cargas con análisis estático, debe también tener una rigidez tal que deje de tener influen-cia en el valor de la frecuencia natural como se muestra en las graficas (Figuras 6).Siempre que existan camellones centrales en las avenidas donde se construirán puentes peatona-les de armaduras de acero es más conveniente agregar un apoyo central en el camellón ya que al tener un puente de dos claros con continuidad al centro tiene un mejor comportamiento dinámico que cuando se construye de un solo claro y además de dos claro es más económico.En estos puentes por ser flexibles debe revisarse que no exista coincidencia entre las frecuencias verticales (2 a 5 Hz.) y laterales (1 a 2.5 Hz.) de excitación producidas por las personas y la fre-cuencia natural del puente.

Conclusiones

Se puede concluir que si además de diseñar con análisis estático se diseña el marco del pórtico o portal de entrada tomando en cuenta la relación Rigidez del pórtico de entrada vs. Frecuencia Natural del puente pue-den reducirse los movimientos y vibraciones obteniendo por consiguiente un puente más cómodo y seguro.

Referencias

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Torres Guerra Leticia M., Garza Tovar Lorena L., Cruz López Arquímedes, Juárez Ramírez Isaías

Uso de materiales cerámicos en procesos fotoinducidos para descontaminar aguas

residuales de la industria químicaTorres Guerra Leticia M.1, Garza Tovar Lorena L.1, Cruz López Arquímedes1,

Juárez Ramírez Isaías1

1Departamento de Ecomateriales y Energía del Instituto de Ingeniería Civil de la Facultad de Ingeniería Civil de la UANL. [email protected]

RESUMEN

Se prepararon tres familias diferentes de compuestos cerámicos con formula general: Na2ZrTi5O13, con estructura de túneles rectangulares, Bi2MNbO7 (M = In, Al, Fe, Sm) con estructura tipo pirocloro, y ATaO3 (A= Li, Na, K) con estructura tipo perovskita simple, mediante dos métodos de síntesis: sol-gel y cerámico tradicional. Los óxidos sintetizados fueron caracterizados por difracción de rayos-X (DRX), análisis térmico (DTA-TGA), área específica (usando el método BET), espectroscopía UV-Vis, FT-IR, SEM-EDS.

La actividad fotocatalítica de cada compuesto fue determinada mediante su desempeño en la reacción de degradación de azul de metileno, en la fotoreducción de Cr (VI) a Cr (III), y en la reducción de Pb (II). La velocidad de reacción fue calculada aplicando dos modelos cinéticos diferentes; reacción de primer orden y/o modelo de Langmuir-Hinshelwood. La degradación de azul de metileno muestra claramente que los catalizadores preparados por el método sol-gel exhiben actividades fotocatalíticas mayores que las de los materiales preparados por el método cerámico tradicional y de hecho mayor que los óxidos comercialmente conocidos en el área de fotocatálisis (TiO2, Degussa P-25). Del análisis de rayos-X se encontró que a bajas temperaturas (400°C), no se detectaron fases cristalinas en ninguno de los compuestos preparados por sol-gel. Además, se determinó que la mayor actividad fotocatalítica encontrada en la degradación de azul de metileno fue mostrada por el compuesto Na2ZrTi5O13 preparado por sol-gel a pH 9, y calcinado a 800°C.

Para las fases con estructura tipo pirocloro, se encontró que la actividad fotocatalítica se favorece cuando no se ha formado aún la estructura cristalina. De acuerdo a los valores de t1/2 (tiempo de vida media) y k (constante cinética) el compuesto Bi2FeNbO7 preparado por sol-gel y calcinado a 400°C muestra la mayor eficiencia. Similar situación fue observada en los compuestos con estructura tipo perovskita simple, ya que los materials amorfos presentaron la mayor actividad fotocatalítica en el siguiente orden: NaTaO3 > LiTaO3 > KTaO3.

Por último, al ser probado los óxidos con estructura de túneles rectangulares en la fotoreducción de metales pesados, Cr (VI) y Pb (II), se encontró que el Na2Ti6O13 mostró una mayor eficiencia (86%) en la reducción de Cr (VI) a Cr (III), mientras que el Na2ZrTi5O13 lo hizo para la reducción de Pb (II), incluso presentando una mayor eficiencia (98%) que la obtenida utilizando el fotocatalizador comercial TiO2 (Degussa P-25) (85%).

Introducción

Las investigaciones científicas de óxidos cerámicos semiconductores como catalizadores en procesos fo-toinducidos en diversas reacciones que se llevan a cabo en solución, fase gaseosa o sólida han sido objeto de un gran interés en los últimos años por el desempeño multifuncional de este tipo de materiales [1-7]. Estas investigaciones sobre reacciones de óxido-reducción fotoinducidas fueron inicialmente promovidas cuando se descubre que el agua puede ser descompuesta (oxidada y reducida simultáneamente) irradiando el TiO2 [8].


Uso de materiales cerámicos en procesos fotoinducidos para descontaminar aguas residuales de la industria química

Desde entonces y hasta ahora se han reportado en la literatura diversos óxidos semiconductores, que presentan fotoactividad en la reacción de conversión del agua, reacciones de oxidación completa de diversos compuestos orgánicos aromáticos presentes en aguas residuales, degradación de gases de invernadero y re-ducción/oxidación de metales pesados presentes en suelos y aguas contaminadas a sustancias menos tóxicas, que permitan su recuperación [9-20]

Estas reacciones, clasificadas dentro de los procesos avanzados de oxidación (PAO´s) ofrecen ventajas significativas frente a otras por su mayor factibilidad termodinámica y una velocidad de oxidación muy elevada, con propiedades adecuadas para degradar cualquier compuesto orgánico en concentraciones bajas.

La preparación y diseño del fotocatalizador juega un papel muy importante dentro del proceso fotocata-líticos, es por eso que desde hace algunos años, las técnicas de síntesis se han venido desarrollando de tal manera que en la actualidad es posible encontrar una gran variedad de métodos alternos al cerámico tradicio-nal, y que debido a las condiciones moderadas de reacción son catalogados como métodos de química suave (soft chemistry).

La síntesis vía sol-gel es una metodología muy adecuada para la preparación de materiales con especifica-ciones particulares como porosidad, área superficial, microestructura, reactividad y forma final del producto.

El método está basado en la hidrólisis y condensación de alcóxidos para formar sólidos con estructuras cristalinas tridimensionales bajo un control cuidadoso del pH y temperatura. El manejo y adaptación ade-cuados de los principales parámetros de la síntesis, permite controlar el tamaño de partícula, porosidad, la distribución de los constituyentes, pureza de los mismos, etc.

En los procesos fotodegradativos se necesitan semiconductores con bandas de energía prohibida (Eg) entre 3.5 eV y 2.2 eV para lograr una completa mineralización (CO2 y H2O), en condiciones menos energéticas. Tanto la sustitución de cationes multivalentes para reducir la longitud de banda de energía prohibida y el borde de absorción, como la selección de elementos con radios iónicos apropiados para incrementar la movilidad de los portadores de carga, son las estrategias mas ampliamente difundidas para inducir mejoras en las propie-dades fotocatalíticas de los materiales a nivel estructural.

Recientemente, nuestro grupo ha investigado y publicado los resultados de la fotocatalísis de la 2,4 Di-nitroanilina (DNA) utilizando un nuevo óxido ternario semiconductor (Ba3Li2Ti8O20) [13-14] que presenta estructura de túneles, isoestructural a la fase Na2Ti6O13. La actividad presentada en esta reacción fue superior a la del TiO2. Es por ello que ha surgido el interés por estudiar familias de óxidos semiconductores con es-tructuras cristalinas laminares y de túneles en diferentes fotosistemas.

En este trabajo de investigación científica se presenta el estudio experimental e integral del desarrollo de una serie de óxidos cerámicos semiconductores con propiedades multifuncionales y que pertenecen a las si-guientes familias: M2TinO2n+1 (M = Li, Na, K, y n = 2, 3, 4, 6), ATaO3 (A = Li, Na y K), Bi2MNbO7 (M = Al, In, Fe, Sm).



Este estudio incluye desde la selección de las familias de materiales, métodos de síntesis, determinación de las condiciones de equilibrio termodinámico para su obtención, caracterización de los productos, diseño de los reactores para evaluar sus propiedades fotocatalíticas ambientales en procesos tanto de oxidación de compuestos orgánicos tóxicos y remoción de metales pesados en solución.

Parte experimental

Para caracterizar y dar seguimiento tanto a las reacciones de síntesis de los polvos cerámicos, como a la reacciones fotoinducidas estudiadas, se utilizaron las técnicas: Difracción de Rayos-X en polvos (DRX), Análisis Diferencial Termogravimétrico (DTA-TGA), Espectroscopia de Infrarrojo (FTIR), Espectroscopía de Ultravioleta-Visible (UV-VIS), Microscopía Electrónica de Barrido (SEM-EDS), Cromatografía de gases (CG), Absorción Atómica (AA), etc. Además se determinaron las propiedades texturales de cada uno de estos ma-teriales, utilizando la técnica de isotermas de adsorción de nitrógeno por BET.

A continuación se enlistan los materiales cerámicos semiconductores que fueron preparados tanto por el método cerámico tradicional como por sol-gel: Los compuestos con estructura análoga de túneles rectangu-lares Na2ZrTi5O13 y Na18Ba03Ti59O13, compuestos derivados de estructuras tipo perovskitas laminares de la familia de los pirocloros con fórmula general Bi2MNbO7 (M = Al, In, Fe, Sm), y los compuestos con estruc-tura tipo perovskita simple de la familia ATaO3 (A = Li, Na, K).

Se determinaron las actividades fotocatalíticas de estos semiconductores en las reacciones de oxidación de los compuestos orgánicos aromáticos en solución 2,4 Dinitroanilina, y azul de metileno. Además, los mate-riales con estructura de túneles también fueron probados en la fotoreducción de metales pesados en solución como es el Cr (VI), y Pb(II).

Por último, se efectuaron pruebas preliminares en la reacción de conversión del agua en H2 y O2 para uti-lizar el H2 como fuente alternativa de energía.

Resultados y discusión

Síntesis y Caracterización

En las tablas I, II, y III, se presentan resumidos los métodos de síntesis y condiciones de reacción de 16 óxidos semiconductores con estructuras de túneles, laminares y de tipo perovskita simple, respectivamente, por ambos métodos. Se refinaron sus parámetros de celda, encontrándose que sus valores son mayores que la fase correspondiente sin Zr (Na2Ti6O13), lo que es indicativo de la incorporación del mismo dentro del enrejado cristalino de la fase.

Degradación De Compuestos Orgánicos

Para determinar la actividad fotocatalítica de los catalizadores obtenidos en la degradación de compues-tos orgánicos aromáticos se uso el compuesto azul de metileno en soluciones acuosas con concentración



CompuestoEstado sólido

fases presentes

Sol-Gelfases presentes

pH 3 pH 9

Na2Ti6O13

Na2Ti6O13 + TiO2 (R)T=1250°C, t=72 h

Na2Ti6O13 + TiO2 (A) T=600°C.Na2Ti6O13 T=800°C

Na2Ti6O13 + TiO2(A) T=600°CNa2Ti6O13 T=800°C

Ba3Li2Ti8O20

Ba3Li2Ti8O20T=1100°C t=48 h

BaTiO3 T=600°CBa3Li2Ti8O20 T=800°C

Ba3Li2Ti8O20 (N) T = 600°CBa3Li2Ti8O20 T = 800°C

Na2ZrTi5O13 ZrO2 + Na2Ti6O13 + Na2Ti3O7

Na2ZrTi5O13 + TiO2(A) T=600°C.Na2ZrTi5 O13 T=800°C

Na2Ti6O13 + TiO2 (A)T=600°CNa2Ti6O13 T=800°C

Na18Ba03Ti59O13 Na18Ba03Ti59O13

pH 7 (neutro)TiO2, Anatasa T=600 °C

Na18Ba03Ti59O13 + BaTi5O11 T=800 °C

Tabla I. Resumen de datos de DRX de los cerámicos con estructuras de túneles rectangulares

CompuestoEstado sólido

fases presentesSol-Gel

fases presentes

1050°C 600°C 800°C

Bi2AlNbO7 Bi2AlNbO7, Bi2AlNbO7, Bi5Nb3O15 Bi2AlNbO7

Bi2InNbO7 Bi2InNbO7 Bi2AlNbO7, Bi5Nb3O15 Bi2InNbO7

Bi2SmNbO7 Bi2SmNbO7 Bi2SmNbO7 Bi2SmNbO7

Bi2FeNbO7 Bi2FeNbO7 Bi2FeNbO7 Bi2FeNbO7

Tabla II. Datos de DRX de los óxidos cerámicos con estructuras tipo pirocloro

Tabla III. Datos de DRX de óxidos cerámicos con estructuras tipo perovskita simple

Compuesto Estado sólidofases presentes

Sol-Gelfases presentes

1147°C 400°C 600°C 800°C

LiTaO3 LiTaO3 LiTaO3 (n) LiTaO3 LiTaO3

NaTaO3 NaTaO3 NaTaO3 + Ta2O5 (n) NaTaO3 NaTaO3

KTaO3 KTaO3 t-KTaO3 (n) t-KTaO3 c-KTaO3

conocida. En este caso, los catalizadores fueron incorporados a la solución de ésta con agitación constante para después proceder a la degradación utilizando radiación ultravioleta. Estas reacciones se llevaron a cabo en un reactor fotocatalítico tipo Batch equipado con una lámpara de longitud de onda en la región del ul-travioleta. Se utilizó un espectrofotómetro de UV-Vis, Perkin-Elmer, modelo Lambda 12 para determinar la concentración de azul de metileno (en cada una de las reacciones) sin degradar tomando como base la banda del máximo de absorción del espectro UV-Vis de esta misma sustancia.

Azul de Metileno

Na2ZrTi5O13

El compuesto Na2ZrTi5O13 sintetizado por sol-gel a 800°C presentó una velocidad de formación 1.7 veces superior a su análogo Na2Ti6O13 durante la degradación de azul de metileno. Es probable que la distorsión

(n) Nanocristales, t = fase tetragonal; c = fase cúbica



de los octaedros permita la disminución de la recombinación de los portadores de cargas. No se observaron impurezas de TiO2 en el compuesto que contiene Zr, como en el caso de la fase sin Zr. Probablemente, la presencia de Zr+4 estabiliza la estructura cristalina. Se observa una mayor disminución de la concentración de azul de metileno con los materiales tratados térmicamente a 800ºC. Estas disminuciones se encuentran en el 98.4% y 99.7%, respectivamente.

Tabla IV. Parámetros cinéticos de la degradación de azul de metileno con Na2ZrTi5O13 a pH

CompuestoT

(°C)Eg (eV)

k1 (min-1)

t1/2 (min)

Na2ZrTi5O13

400 3.4 0.002177 318

600 3.28 0.007123 97

800 3.23 0.03818 18

TiO2 Deg. P-25 ---- 3.2 0.0157 45

Bi2MNbO7 (M = Al, In, Fe, Sm)

Por otro lado, los materiales con estructura tipo pirocloro, Bi2MNbO7 (M = Al, In, Fe, Sm) obtenidos por sol-gel a 400°C presentaron mejores eficiencias que el TiO2 Degussa P-25. Estas fases degradaron en un 100% al azul de metileno en tiempos de 140 y 170 minutos, mientras que el TiO2 lo degradó un 93% en 210 minutos. Hay que señalar que los valores de Eg fueron menores que cuando se sintetizaron por estado sólido.

En la Figura 1 se muestra la evolución de la concentración del compuesto aromático en función del tiempo utilizando las muestras tratadas a 400°C de los compuestos Bi2MNbO7 (M= Al3+, In3+, Fe3+, Sm3+) sinteti-zados por sol-gel.

Figura 1. Degradación fotocatalítica de azul de metileno utilizando como catalizador el Bi2MNbO7 (M= Al3+, In3+, Fe3+, Sm3+) preparado por sol-gel (400°C) y TiO2 Degussa P-25

60 80 100 120 140 160 180 2000.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

1.1

T iO2(Degussa P-25)

Fe-SG-400 A l-SG-400 Sm-SG-400 In-SG-400

C/Co

T iempo (min)



El proceso de degradación presenta una cinética de primer orden con respecto a la concentración de azul de metileno. Los valores de k y t1/2 son mostrados en la Tabla V.

Compuesto T (°C) Eg (eV) k (min-1) t1/2 (min)

Bi2AlNbO7 400 2.24 – 2.65 0.0376 18

Bi2FeNbO7 400 1.43 – 1.71 0.0539 13

Bi2InNbO7 400 1.62 – 2.2 0.0251 27

Bi2SmNbO7 400 2.23 0.0388 18

TiO2 Deg. P-25 ---- 3.2 0.0157 45

Tabla V. Parámetros cinéticos de la degradación de azul de metileno utilizando como catalizador el Bi2MNbO7 (M= Al3+, In3+, Fe3+, Sm3+) preparado por sol-gel (400°C) y TiO2 Degussa P-25

De acuerdo a los valores de t1/2 y k presentados en la Tabla V el compuesto que presenta mayor actividad fotocatalítica en la reacción de degradación del azul de metileno es el Bi2FeNbO7, ya que en la reacción en la que se utilizó esta fase como catalizador se obtuvo el menor tiempo de vida media aparente de 13 minutos.

La alta actividad fotocatalítica del compuesto Bi2FeNbO7 esta relacionada con las propiedades semicon-ductoras de dicho catalizador. Este catalizador presenta menores valores de Eg que los demás compuestos y a medida que aumenta el valor de Eg la eficiencia fotodegradativa disminuye. Otra razón para explicar la alta actividad fotocatalítica del Bi2FeNbO7 es que en el compuesto existe, además de la fase ternaria y binaria ob-servadas por DRX, la presencia de Fe2O3 sin reaccionar, en forma de impurezas (como se observó con ayuda del análisis por DRX), el cual actúa como dopante.

ATaO3 (A = Li, Na y K)

De manera similar se llevo a cabo la evolución de la concentración del azul de metileno en función del tiempo, en la fotodegradación del azul de metileno utilizando los compuestos ATaO3 (A = Li, Na y K) y TiO2 (Degussa 25) como los catalizadores; preparados vía estado sólido y vía sol-gel.

En los resultados de la Tabla VI tenemos que la actividad expresada como el tiempo de vida media t1/2 para los catalizadores nos indica que la degradación es favorecida con el catalizador NaTaO3 tratado a 400ºC (t1/2 = 21 min). Este catalizador presenta también el valor mayor de k2 y junto con el grado de hidroxilación del sólido; tenemos que los grupos OH actúan como centros de adsorción; favoreciendo la degradación del compuesto orgánico.

Compuesto Temperatura(ºC)

k1(min-1)

k2(M-1)

k1k2(min-1 M-1)

t1/2

(min) (h)

LiTaO3 400 2.12E-04 13.9 0.00294 49 -

600 1.30E-05 11.85564 0.000154 - 33

NaTaO3 400 2.51E-04 14.67843 0.00368 21 -

600 7.30E-06 12.32 0.00009 - 46

KTaO3 400 2.07E-04 11.78881 0.00244 139 -

600 2.19E-06 11.86257 0.000026 - 53

Tabla VI. Parámetros cinéticos de la degradación de azul de metileno utilizando como catalizador el ATaO3 (A = Li, Na y K) preparado por sol-gel



De la Tabla VI tenemos que quienes poseen la mayor actividad fotocatalítica son los compuestos obtenidos a 600ºC con excepción del material que contiene sodio, que mostró ser mejor a 400ºC. A 600ºC ha iniciado a cristalizar la fase correspondiente.

Reducción de Cr (VI)

La Tabla VII muestra los resultados de estudios iniciales en la actividad fotocatalítica de Na2Ti6O13 y Ba-

3Li2Ti8O20 comparado con otros compuestos isoestructurales (Na2ZrTi5O13 y Na18Ba03Ti59O13) en la fotore-ducción de cromo hexavalente. La actividad fue evaluada calculando la fracción de Cr (VI) reducida a Cr (III) después de 3.5 horas de exposición con radiación UV. A partir de estos resultados, se puede apreciar que la mejor actividad es presentada por el catalizador de Na2Ti6O13 indicada por una importante disminución del porcentaje de Cr (VI), 86%.

Material % de fotoreducción a (Å) b (Å) c (Å) bNa2Ti6O13 86 15.13 3.74 9.16 99.30

Ba3Li2Ti8O20 71 15.17 3.90 9.11 98.64

Na2ZrTi5O13 53 - - - -

Na18Ba03Ti59O13 31 15.18 3.78 9.14 98.70

Tabla VII. % de fotoreducción de Cr (VI) a Cr (III) utilizando materiales isoestructurales con estructura de túneles rectangulares

Es claro, que además de las propiedades y características texturales de los sólidos, la actividad como foto-catalizador para un semiconductor dado puede ser afectada/influenciada por otros parámetros relacionados con el proceso fotocatalítico tales como la cantidad del catalizador, longitud de onda de la radiación, concen-traciones iniciales de los reactivos, temperatura y pH de la solución.

Reducción de Pb (II)

Para la reacción de reducción de plomo se utilizó el titanato de zirconio y sodio preparado a pH 9 y cal-cinado a 600°C. En los experimentos en que se usaron diferentes cantidades de catalizador, 600 y 400 mg respectivamente y se obtuvieron eficiencias similares. La tabla VIII resume los procesos de adsorción y activi-dad fotocatalítica en la remoción de plomo.

La remoción de plomo es atribuida a un fenómeno físico de adsorción más que una reacción de reducción. El análisis por difracción de rayos X de los catalizadores usados mostró la presencia de diferentes óxidos de plomo.

Catalizador(mg)

pH Concentración de plomo (ppm) (%) de adsorción y redox

600 (I) 7 50 97.9

400 (II) 7 50 94.1

600 (III) 7 100 95.7

600 (IV) 4 100 15.5

Tabla VII. % de fotoreducción de Cr (VI) a Cr (III) utilizando materiales isoestructurales con estructura de túneles rectangulares



Conclusiones

En los procesos fotoinducidos estudiados en este trabajo, los óxidos inorgánicos mostraron eficiencias superiores a los mejores materiales (TiO2, La/NaTaO3, etc.) en reacciones fotoinducidas de oxidación de com-puestos orgánicos tóxicos, y remoción de metales pesados en solución.

El método y las condiciones de síntesis afectan las propiedades catalíticas del óxido semiconductor. Se en-

contró que a través de una vía alterna (sol-gel) es posible llevar a cabo la preparación de óxidos de diferentes familias con estructuras tipo perovskita simple, tipo pirocloro y de túneles rectangulares, con fórmula general ATaO3 (A = Li, Na and K), Bi2MNbO7 (M = Al3+, In3+, Fe3+, Sm3+), y Na2ZrTi5O6, y que estas fases pueden ser obtenidas a menores temperaturas (entre 400°C y 600°C) y en menor tiempo en comparación con los compuestos obtenidos por estado sólido (1200°C).

Se ha demostrado que los compuestos de las familias ATaO3 (A = Li, Na and K), Bi2MNbO7 (M = Al3+, In3+, Fe3+, Sm3+) y el compuesto Na2Ti5ZrO13 presentaron una alta eficiencia fotocatalítica en la reacción de degradación del azul de metileno. Además, en algunos casos, estos fueron capaces de reducir Cr (VI) a Cr (III) en altos porcentajes.

Finalmente, se debe mencionar que la constante búsqueda de nuevos materiales cerámicos, basada en los conceptos estructura-propiedad desarrollada en los laboratorios de nuestra institución (UANL), es la estrate-gia que ha permitido que estas investigaciones científicas trasciendan al ámbito tecnológico, y de aplicación en diferentes áreas.

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Participación de la mujer en un sistema sustentable de autoconstrucción asistida


Bianca C. Guevara Moreno1, César A. Juárez Alvarado1, Pedro L. Valdez Tamez1, Jorge L. Acevedo Dávila2

1Cuerpo Académico de Tecnología del Concreto de la Facultad de Ingeniería Civil de la UANL. [email protected]ón Mexicana de Investigación en Materiales, S.A. de C.V.

RESUMEN

En este artículo se presentan los resultados de una investigación que si bien atendió aspectos técnicos, fue su marcada tendencia social la que pone de manifiesto la importancia del desarrollo tecnológico propuesto. El proyecto de investigación consistió en una parte, en determinar la factibilidad técnica de un desarrollo tecnológico para ser aplicado en la autoconstrucción de vivienda de bajo costo, sin embargo, la principal aportación de este desarrollo es la participación activa de la mujer y ama de casa como factor principal en la mejora de su patrimonio familiar. El proyecto tuvo el objetivo de probar la viabilidad de una tecnología basada en el empleo de un sistema constructivo sustentable. Los resultados encontrados muestran que el sistema constructivo a base de muros de concreto aligerado con envases de PET tienen propiedades mecánicas similares a los materiales de construcción comerciales y poseen un fuerte enfoque de sustentabilidad con mucho, superior a los sistemas cons-tructivos existentes.

Palabras claves: Concreto, PET, muro, sustentabilidad, resistencia a la compresión, curado, colado, agrietamiento, autoconstrucción.

ABSTRACT

This paper present the results of an investigation are exposed that although took care of aspects technical, was their noticeable social tendency the one that shows the importance of the proposed technological development. The investigation project consisted of a part, in determining the technical feasibility of a technological development to be applied in the selfconstruction of house of low cost, nevertheless, the main contribution of this development is the active participation of the woman and housewife like main factor in the improvement of its familiar patrimony. The project had the objective to prove the viability of a technology based on the use of a sustainable constructive system. The results shows that the constructive system with walls of concrete lightened with PET packages has mechanical properties similar to the commercial construction materials and have a fort approach of sustentabilidad by far, better to the existing constructive systems.

Key words: Concrete, PET, wall, sustainability, compressive strength, curing, casting, cracking, self construction.

Introducción

La demanda de vivienda digna por parte de la población de menos recursos económicos se acentúa cada vez más, sin embargo, es precisamente este sector de la población, quienes por su incierta situación laboral no pueden aspirar a una vivienda nueva. Siendo entonces la autoconstrucción su única alternativa viable. Este proyecto hace énfasis en una autoconstrucción asistida y sustentable, que además de promover la mejora en las condiciones de vida de los que menos tienen, fomente una cultura de reutilización de subproductos con-


Bianca C. Guevara Moreno, César A. Juárez Alvarado, Pedro L. Valdez Tamez, Jorge L. Acevedo Dávila

taminantes. Este artículo da a conocer los primeros resultados experimentales de un desarrollo tecnológico de autoconstrucción sustentable, éstos se presentan desde el punto de vista el técnico, sin embargo, se hace én-fasis en su impacto social en la población de bajos recursos. Actualmente, se investiga en el laboratorio sobre la posibilidad de incorporar subproductos industriales al sistema constructivo, lo que generaría importantes ahorros económicos a los usuarios.

Antecedentes

En el año del 2004 se inició en la ciudad de Saltillo, Coahuila, el proyecto de innovación tecnológica apli-cado a la autoconstrucción, teniendo como objetivo probar tecnologías alternativas que permitieran a la po-blación de escasos recursos construir o ampliar sus viviendas. El proyecto se orientó a la población femenina de familias donde las esposas estuvieran dedicadas “al hogar”. La razón por la que la propuesta está dirigida a este perfil fue debido a que se partió del supuesto que consiste en reconocer en la estructura familiar la exis-tencia de un “tiempo libre” en la jornada de trabajo doméstico de las mujeres, principalmente en las familias de escasos recursos, el cual generalmente es destinado a actividades que, sin contar con un empleo formal, le permite allegarse recursos extraordinarios, o bien se utiliza para el descanso. Esto no supone que lo último se considere innecesario, sino que las mujeres cuentan con un tiempo que en general no pueden emplear en actividades económicamente productivas formales, no porque así lo elijan, sino por la percepción de sus roles y de la necesidad práctica de atender a la familia.

La propuesta tecnológica desarrollada por la Corporación Mexicana de Investigación en Materiales, S.A. de C.V. (COMIMSA) y el Cuerpo Académico de Tecnología del Concreto de la Facultad de Ingeniería Civil de la UANL (CATC), tiene dos objetivos principales, uno de carácter técnico y otro organizativo.

El primero consiste en desarrollar sistemas constructivos que permitan: a) utilización de materia prima de uso común y de fácil disponibilidad; b) obtener materiales de constructivos con propiedades mecánicas de acuerdo a estándares y normativa nacional de calidad y construcción y; c) empleo mínimo de herramientas especializadas.

El segundo objetivo consiste en el diseño de un procedimiento de construcción que ofrezca: a) el desa-rrollo de una autoconstrucción progresiva que no requiera más de dos trabajadores a la vez y cuyo grado de dificultad se adapte fundamentalmente a las condiciones físicas y sociales de la mujer; b) que no requiera de un conocimiento especializado ni experiencia en las técnicas convencionales de construcción; c) fabricación de materiales de acuerdo a niveles de ahorro promedio; d) que atienda a los requerimientos culturales de la región; y e) que ofrezca la flexibilidad en el diseño y tamaño de las construcciones que demanden los usua-rios.

El proyecto consistió en cuatro etapas: información y sensibilización, capacitación, construcción y evalua-ción. COMIMSA y el CATC proporcionaron la asistencia técnica, que incluyó la capacitación y supervisión de la calidad en los procesos constructivos, y económica brindando los materiales de construcción, herramientas y moldes para la elaboración de los prototipos tecnológicos para la construcción de una habitación de 22 m2 de superficie, en promedio.



Los prototipos se diseñaron para la edificación de los muros a base de paneles de concreto aligerados con envases de Polietileno Tereftalato (PET) de desecho (envases de refrescos de 2 litros). Las mujeres partici-pantes fueron elegidas con base en un estudio de factibilidad, realizado previamente por personal del Centro de Investigaciones y Estudios Superiores en Antropología Social (CIESAS) en treinta familias residentes en colonias populares de la ciudad de Saltillo, Coahuila. El objetivo de dicho estudio se centró en conocer la experiencia autoconstructiva de las familias. Las unidades de análisis fueron las viviendas y los hogares, que se determinaron en función del ingreso en un rango de entre 2 y 3 salarios mínimos, y dos indicadores de vivienda: a) vivienda de material sólido con 2 cuartos, cocina incluida, y b) vivienda con paredes de materiales ligeros, naturales y precarios.

El estudio de factibilidad se basó en una metodología eminentemente cualitativa, por lo que no fue una muestra estadística y los resultados son representativos solo de este segmento de la población. Con base en la información proporcionada, se definieron elementos como el papel que desempeñan en la estructura familiar, la participación de los miembros en el ingreso global, la distribución del gasto familiar, las formas de coope-ración intrafamiliar, las formas de organización del trabajo dirigido a la autoconstrucción, y su experiencia en la organización vecinal.

Del universo de las familias entrevistadas se eligieron las cinco participantes del proyecto piloto, privi-legiando su condición de precariedad habitacional, aptitud física y disposición para que los miembros de la familia participaran en un proyecto de autoconstrucción asistida. Las mujeres quedaron a cargo de la respon-sabilidad del proyecto en su respectiva unidad doméstica.

Descripción del programa experimental

Siguiendo con el desarrollo del proyecto, la primera parte consistió en informar y sensibilizar a las par-ticipantes de las propiedades físicas y mecánicas de los materiales a utilizar. Posteriormente, se dio una capacitación del manejo de la tecnología mediante platicas y sesiones de adiestramiento personales, lo que permitió pasar a la etapa de la construcción, primero con los paneles de concreto aligerado con PET en forma individual y posteriormente, pasar a la construcción dentro de su vivienda de muros a base de estos paneles de concreto. Adicionalmente, fueron fabricados bloques individuales y muros de concreto con la finalidad de ser evaluados en el laboratorio de Tecnología del Concreto del Instituto de Ingeniería Civil de la UANL.

Comportamiento físico- mecánico del PET

Ya que el PET es de uso común en la industria, su comportamiento físico y mecánico fue obtenido de la literatura consultada1,2,3, en donde se reportan ensayes a tensión en probetas de PET en forma de barras prismáticas de 80x10.5x4.6 mm, de acuerdo al ASTM D 790M-92.

Evaluación de la resistencia a compresión del concreto

Para evaluar la resistencia mecánica a la compresión, se fabricaron especímenes cilíndricos de concreto con agregados de caliza propios de la región. La granulometría del agregado cumple con la norma ASTM C-334.



Así también, se utilizó cemento portland tipo CPC 30R común en la región y agua potable. En la tabla 1 se pueden observar las proporciones usadas en la fabricación de los especímenes de concreto.

Material kg/m3

Cemento 260

Agua total 182

Agregado fino (arena No. 4) 826

Agregado grueso “Sello” 64 mm (¼ pulg.)

914

Tabla 1. Proporciones de materiales para fabricar el concreto de bloques aligerados con PET.

Para el mezclado de los ingredientes, primero se homogeneizaron los agregados, posteriormente se agre-gó el cemento y el agua total (agua de reacción + agua de absorción de los agregados). Se mezclaron los ingredientes obteniéndose una relación Agua / Cemento (A/C) = 0.70. La mezcla se vació en moldes cilín-dricos metálicos de 10.2 mm de diámetro, el vaciado fue realizado en tres capas compactando con 25 golpes con una varilla de acero punta de bala diámetro de 6.35 mm (1/4¨) y 4 golpes por capa con el martillo de goma. Todos los especímenes se mantuvieron en sus moldes durante 24 h protegiéndolos de la pérdida de humedad y posteriormente fueron curados en forma estándar, se mantuvieron dentro de un cuarto con 95% de humedad relativa y 23oC hasta el momento de su ensaye. El procedimiento de mezclado, colado y curado fue de acuerdo con la norma ASTM C 192-985. Todos los especímenes fueron ensayados a compresión de acuerdo con la norma ASTM C 39-046 a las siguientes edades: 4, 7, 14, 28 y 90 días.

Evaluación de la resistencia a compresión de bloques de concreto aligerado con PET

Se fabricaron tres bloques de concreto con relación A/C = 0.70, las dimensiones de estos bloques fueron de 130x340x730 mm aligerados con envases desechables de PET. Los bloques fueron ensayados a compresión utilizando una máquina universal electrónica marca Tinius-Olsen con capacidad máxima de 200 toneladas y a una velocidad de 1 t/min.

Evaluación de la resistencia a compresión de muros de concreto aligerado con PET

Los muros constituyen un sistema constructivo aligerado, que se utiliza como muros de carga, muros divi-sorios y bardas perimetrales. Cuatro muros de 2.19 m largo, 2.20 m de alto y 0.13 m de espesor rematado por un cerramiento de concreto, fueron ensayados a compresión en una losa de reacción de concreto refor-zado con una superficie aproximada de 100 m2. La losa tiene la capacidad de soportar una carga a tensión en cada grupo de anclas de 50 t. El sistema de aplicación de carga consiste en pistones hidráulicos de 150 t montados sobre marcos de carga a partir de acero estructural los cuales se anclan a la losa de reacción.

Resultados experimentales y discusión

Comportamiento físico-mecánico del PET

Se reporta en la literatura3 que en ensayes a tensión en probetas de PET se presenta un comportamiento característico de un material polimérico dúctil con formación de cuello de estricción relativamente estable. El



cuello se forma mostrando una estricción aproximadamente de 45° respecto al eje de aplicación de la carga, típico de un mecanismo de deformación por bandas de cortante. Una vez formada la estricción se genera un emblanquecimiento paulatino en la zona del cuello a medida que se deforma, lo que es acompañado de un ca-lentamiento en esta zona. Este emblanquecimiento es asociado principalmente a un proceso de cristalización inducido por la deformación en el PET, lo cuál puede ser verificado al observar que la ruptura no sobreviene por una caída abrupta en la tensión (ruptura frágil), sino que procede por un proceso de formación de fibras que sufren una progresiva ruptura. Adicionalmente, se observó cierto aumento aparente de la deformación a la ruptura, lo que implicaría un incremento aparente de la tenacidad1,2,3.

El comportamiento dúctil a tensión del PET descrito en la literatura, permite suponer que su comporta-miento a compresión cuando éste se encuentre embebido en el concreto sea muy similar en lo referente a la ductilidad y tenacidad, lo que permitirá en caso de presentarse una falla en el bloque de concreto o en el muro, que ésta sea del tipo dúctil, evitando así las fallas frágiles típicas de la mampostería de concreto.

Resistencia a compresión del concreto

La resistencia mecánica del concreto es la medida de la cantidad de esfuerzo requerido para hacer fallar el material7. Puesto que la resistencia del concreto es una función del proceso de hidratación, que es relativa-mente lento, tradicionalmente las especificaciones y las pruebas para la resistencia del concreto se basan en muestras curadas bajo condiciones estándar de temperatura y humedad, por un periodo de 28 días8.

Durante la construcción en laboratorio de los bloques de concreto aligerados con PET, se llevó a cabo un estudio para determinar la resistencia del concreto de diseño. Se fabricaron y ensayaron a compresión uniaxial

Tabla 2. Resultados de la resistencia a compresión de cilindros del concreto usado para fabricar los bloques.

No. de espécimenEdad(días)

Carga máxima (kg)Resistencia a la

compresión (kg/cm2)

Promedio (kg/cm2)

1 4 5270 65

692 4 6324 78

3 4 5189 64

4 7 7459 92

985 7 8269 102

6 7 8107 100

7 14 10377 128

1228 14 10134 125

9 14 9161 113

10 28 9729 120

12711 28 10945 135

12 28 10215 126

13 90 11421 141

13914 90 12263 151

15 90 10048 124



al menos tres cilindros de concreto a edades de 4, 7, 14, 28 y 90 días, permaneciendo durante ese periodo en el cuarto de curado descrito anteriormente. En la tabla 2 se muestran los resultados obtenidos de los en-sayes a compresión en cilindros de concreto a diferentes edades basados en la norma ASTM C 39-046.

Fig. 1. Comportamiento de la ganancia de resistencia a compresión del concreto utilizado para la fabricación de los bloques aligerados con PET.

En la figura 1 se puede apreciar el comportamiento de la resistencia a compresión de los cilindros de con-creto, con respecto al tiempo. Se diseño teóricamente una mezcla para proporcionara una resistencia a la falla por compresión especificada a los 28 días de 100 kg/cm2, la cual es adecuada para la aplicación de los blo-ques de concreto en el tipo de edificación objetivo de la presente investigación. De acuerdo a los resultados obtenidos se puede esperar que la resistencia a la compresión del concreto usado para fabricar los bloques de concreto aligerados con PET supere a la resistencia de diseño.

Resistencia a compresión de los bloques de concreto aligerado con PET

Se fabricaron tres bloques de concreto aligerado con envases de PET (figura 2). Los bloques de concreto fueron ensayados a compresión para determinar su resistencia individual y predecir el comportamiento estruc-tural de los muros fabricados mediante éstos. En la tabla 3 se señalan los resultados obtenidos en los ensayes a compresión de los bloques.

La falla que se presentó en estos paneles sujetos a compresión uniaxial fue iniciada por el agrietamiento vertical en el plano de alineación de los envases de PET, como puede observarse en la figura 3, el cuál es un planodébil del bloque ya que tiene la menor área de concreto, sin embargo, aún después de presentarse este agrietamiento, el bloque de concreto mantuvo su capacidad de carga e inclusive ésta se incrementó hasta llegar a la carga máxima, la cuál fue mayor a la carga de del primer agrietamiento, tal como puede apreciarse en la tabla 3. Este comportamiento fue similar en todos los bloques ensayados, generándose solamente en el bloque No. 3 una concentración de carga en su cara inferior.

Después de la primera grieta vertical en el plano de los envases de PET, se presentaron agrietamientos en

0

40

80

120

160

0 15 30 45 60 75 9

Edad (días)

Res

iste

ncia

a c

ompr

esió

n (k

g/cm

2)

0



la cara del bloque, mostrando un patrón de grietas diagonales por zonas de tensión diametral hasta la falla por aplastamiento del concreto. De acuerdo a la normas técnicas complementarias para diseño y construcción de estructuras de mampostería9 (NTC), la resistencia a compresión se determinará para cada tipo de piezas de acuerdo con el ensaye especificado en la norma NMX-C-036. Para el diseño, se empleará un valor de resistencia, fp* , medida sobre el área bruta.

No. de bloque Ancho (mm) Largo (mm) Carga de agrietamiento (kg)

Carga máxima (kg)

1 131 724 6600 21064

2 130 729 11149 20549

3 130 728 11980 18742

Tabla 3. Resultados de la resistencia a la compresión de bloques de concreto aligerado con PET

Fig. 2. Bloque de concreto aligerado con envases de PET.

Fig. 3. (a) Agrietamiento vertical en el plano de los envases de PET. (b) Patrón de agrietamiento de los bloques de concreto aligerado con envases de PET sujetos a compresión.

(a) (b)



Basados en la NTC el valor de cp no se tomará menor que 0.20 para piezas provenientes de plantas mecanizadas que evidencien un sistema de control de calidad como el requerido en la norma NMX-C-404-ONNCCE9, ni menor de 0.30 para piezas de fabricación mecanizada, pero que no cuenten con un sistema de control de calidad, también, no menor que 0.35 para piezas de producción artesanal. De esta manera la resistencia a la compresión de los bloques de concreto aligerado con PET, fue de 11.3 kg/cm2, considerando fp =21.2 kg/cm2 y cp = 0.35. En la tabla 4 se presenta los límites mínimos recomendados de peso volu-métrico y resistencia a la compresión según las NTC del Distrito Federal en lo que se refiere a mampostería. Se puede apreciar que el bloque de concreto aligerado con PET se encuentra dentro de lo especificado por las normas de diseño y construcción mexicanas, además de tener cualidades muy similares a los bloques que usualmente se comercializan.

donde:fp = Media de la resistencia a la compresión de las piezas, referida al área bruta; ycp= Coeficiente de variación de la resistencia a compresión de las piezas.

Tabla 4. Comparativa del peso volumétrico neto mínimo y de la resistencia a la compresión de diseño para diferentes tipos de mampostería9.

Tipo de mampostería Peso volumétrico (kg/m3) Resistencia a la compresión (kg/cm2)

Tabique de barro recocido 1300 15

Tabique de barro con huecos verticales 1700 40

Bloque de concreto 1700 20

Tabique de concreto (tabicón) 1500 20

Bloque de concreto aligerado con PET 1250 11.3

Resistencia a compresión de los muros de concreto aligerado PET

Se construyeron en el laboratorio de Tecnología del Concreto del Instituto de Ingeniería Civil, cuatro muros a base de paneles de concreto aligerado con envases de PET. De los cuales dos muros fueron construidos con los paneles alineados, y los dos restantes fueron construidos con los paneles desfasados. Las dimensiones de estos muros fueron de 2.19 m de largo (3 paneles) x 2.20 m de alto (6 paneles) que incluye un cerramiento de concreto reforzado de 0.16 m de peralte para remate y 0.13 m de espesor. Los muros se pintaron con un fondo blanco y se dibujó una cuadrícula para marcar el patrón de agrietamiento. La carga fue aplicada mediante un pistón hidráulico a una velocidad de 1 t/min, los muros fallaron en las uniones entre los paneles al presentarse el agrietamiento entre éstos, ver figura 4.

Los resultados obtenidos que se muestran en la tabla 5, indican que los muros de paneles de concreto aligerados con PET, presentan una adecuada resistencia, considerando la magnitud de las cargas reales a las que estará expuesto el muro, incluyendo la posibilidad de aplicar cargas provenientes de una vivienda de dos niveles. El comportamiento de los muros durante el ensaye fue de mínima deformación y el agrietamiento se presentó hasta el momento de su falla, al alcanzar la carga máxima y presentarse el agrietamiento, la carga no continuó aumentando de magnitud, definiendo de esta manera la máxima carga alcanzada.

fp *=fp

1 + 2.5cp (1)



Transferencia del desarrollo tecnológico

Dentro de los aspectos importantes que intervinieron en la selección de los mecanismos de transferencia de la tecnología, fue la influencia de la escolaridad10 y el contexto que caracteriza a la población participante, ambos fueron criterios que a lo largo del programa favorecieron o limitaron el aprendizaje, por lo que la siste-matización del proceso enseñanza-aprendizaje con fines de capacitación, debió enfocarse en cuatro elemen-tos principales: a) relevancia de la información práctica sobre la teórica; b) empleo de manuales e instrumentos didácticos apoyados en el elemento gráfico: dibujos, diagramas, etc., más que el texto; c) amplios espacios para la aclaración de dudas; d) atención personalizada y equitativa.

Uno de los resultados inesperados fue la alta valoración que atribuyeron los autoconstructores al apren-dizaje de nuevas tecnologías. Este reconocimiento fue equiparado incluso al beneficio que les significó la construcción de la nueva habitación. De acuerdo a los controles de calidad del proceso de fabricación apli-cado por el área técnica, todos los autoconstructores tuvieron un nivel de eficiencia óptimo. Por su parte, las familias coincidieron en afirmar que los conocimientos prácticos adquiridos no solamente les habían permitido construir una habitación, sino que habían adquirido habilidades que les permitirían en lo futuro continuar me-

Fig. 4. Agrietamiento vertical en muro de paneles de concreto con PET después del ensaye a compresión.

Espécimen Tipo de fallaCarga máxima

(kg)Promedio

(kg)

Muros con paneles alineados Agrietamiento en la unión de los paneles.7013175340

72736

Muros con paneles desfasadosAgrietamiento por aplastamiento en la zona de carga y fisuras en la unión entre los paneles.

7689073732

75311

Tabla 5. Resultados de la resistencia a compresión de muros.



jorando su vivienda. En razón de ello y del dominio adquirido, un programa de esta índole podría considerar la inclusión de un mecanismo de certificación de conocimientos y habilidades.

Fig. 6. Mujer participante en el proyecto durante la construcción de un muro para su vivienda.

Conclusiones

El desarrollo tecnológico propuesto, es una respuesta factible que contribuye a solucionar el problema de vivienda en la población de escasos recursos mediante una participación activa de la mujer.El sistema de autoconstrucción presenta un comportamiento mecánico adecuado ya que su resis-tencia a compresión cumple con los requerimientos establecidos por los organismos que regulan la construcción del país.El uso de un subproducto doméstico contaminante (envases de PET), en la fabricación de mate-riales de construcción, permite asegurar que el sistema de autoconstrucción propuesto es susten-table, generando un beneficio ecológico para la sociedad al asegurar la utilización de 24 envases de PET de 2 L por metro cuadrado de muro construido. Durante el desarrollo del proyecto, la mujer mantiene un papel protagónico en las tomas de de-cisiones, situación que lejos de haber constituido una limitante al buen desarrollo del programa, coadyuvó en el logro de los resultados esperados pues permitió generar la sinergia necesaria para involucrar a los otros miembros del grupo. Es previsible que el porcentaje de la población que pueda acceder a una vivienda nueva se man-tenga y no se incremente sustancialmente en el futuro cercano, lo que hace altamente probable que en el mediano plazo la atención al tema del mejoramiento y a la vivienda de autoconstrucción, sea tan importante como el que ahora se presta a la vivienda nueva.

1.

2.

3.

4.

5.



Referencias

1 Young, R. J., Lovell, P. A., “Introduction to Polymers”, 2da ed. Londres, Chapman and Hall, 1996, pp. 241-424.2 Young, J. F., Mindess, S., Gray, R. J., Bentur, A., “The Science and Technology of Civil Engineering Materials”, ed. by

Prentice Hall Inc., 1998, pp. 359 – 371.3 Kinloch, A. J., Young, R. J., “Fracture Behavior of Polymers”, Londres, Inglaterra, Applied Science publisher, 1983, pp.

18-371.4 ASTM C 33 - 97, “Standard Specification for Concrete Aggregates”, American Society for Testing and Materials, Phila-

delphia, 1998, p. 7.5 ASTM C 192 - 98, “Practice for Making and Curing Concrete Test Specimens in the Laboratory”, American Society for

Testing and Materials, Philadelphia, 1999, p. 6.6 ASTM C 39 - 04, “Standard Test Method for Compressive Strength of Cilindrical Concrete Specimens”, American Society

for Testing and Materials, Philadelphia, 2004, p. 6.7 Mehta, K., Monteiro, P., “Concreto Estructura, Propiedades y Materiales”, Instituto Mexicano del Cemento y del Concre-

to, A.C., México, 1998, pp. 286 – 297.8 Neville, A. M., “Tecnología del Concreto”, Instituto Mexicano del Cemento y del Concreto, AC, México, 1992, pp. 150

– 165.9 NMX-C-036, “Normas Técnicas Complementarias para Diseño y Construcción de Estructuras de Mampostería”, 2004.

pp. 47.10 Hsai, Y. F., “New Horizons in Construction Materials”, International Symposium on New Horizons in Construction,

Lehigh Valley, Lehigh University Geotechnical Engineering Division, 1976, pp. 525 – 554.


Noticias

Noticias

Podrán participar todas las tesis defendidas durante el 2006, las cuales serán inscritas en dos categorías:

PREMIO A LA MEJOR TESIS DE LICENCIATURA Y MAESTRÍAUniversidad Autónoma de Nuevo León

Secretaría AcadémicaDirección General de Estudios de Posgrado

Para mayor información:http://www.uanl.mx/oferta/posgrado/http://www.uanl.mx/oferta/posgrado/PremioalaMejorTesis06.html

Se invita a académicos y profesionales de la industria de la construcción al XVI Congreso Internacional de Investigación de Ma-teriales y al VI Congreso Nacional de la Sección México del Engineers NACE Internacional, que se llevará a cabo en CancúnMéxico del 19 al 23 de Agosto del presente año.

XVI INTERNATIONAL MATERIALS RESEARCH CONGRESSVI NATIONAL ENGINEERS NACE INTERNATIONAL SECTION MEXICO CONGRESS

Para mayor información:http://www.amcm.org.mx/imrc2007/[email protected]

Se invitan a profesores, alumnos, profesionales de la industria del cemento y concreto y público en general a la Convención de Otoño del ACI, que se celebrará del 14 al 18 de Octubre en Puerto Rico, E.U.

ACI FALL 2007 CONVENTIONSección Noreste México del ACI

Para mayor información:http://www.aci-int.org/general/home.asphttp://www.concrete.org/Convention/fall-Convention/Front.asp

a. Licenciaturab. Maestría

La inscripción podrá efectuarse a partir del día 1 de marzo hasta el 31 de mayo de 2007.


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Se invita a profesores, estudiantes y a profesionales de la industria de la construcción al Foro Nacional de Investigación que se realizara en Acapulco, México los días 14 al 17 de Junio del 2007.

FORO NACIONAL DE INVESTIGACIÓN“El papel de la Ingeniería Civil en el Desarrollo Nacional”

CONACYT – ANEIC

Para mayor información:http://www.aci-int.org/general/home.asphttp://www.concrete.org/Convention/Spring-Convention/Front.asp

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UNIVERSIDAD AUTÓNOMA DE NUEVO LEÓNFacultad de Ingeniería Civil

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Maestría en Ciencias con orientación en:Materiales de ConstrucciónIngeniería EstructuralIngeniería Ambiental

Maestría en Ingeniería con orientación en:Ingeniería EstructuralIngeniería Ambiental Ingeniería de Tránsito y TransporteHidrológica Subterránea

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A continuación se presenta la guía para redacción de los artículos.

1. Extensión e idioma de documentosLos trabajos deberán presentarse en español o inglés entre 5 y 12 páginas incluyendo el resumen, tablas, gráficas e imágenes.

2. FormatoEl artículo será presentado en tamaño 21.6 x 27.9 cm (carta). El margen superior e inferior deberá ser de 2.5 cm, el izquierdo de 3cm y el derecho de 2 cm.

2.1 TítuloMáximo 2 renglones, tipografiado en altas y bajas, tipo Arial a 16 puntos, con interlínea normal y centrado.

2.2 Autor o autoresNombre o iniciales y apellidos, de acuerdo como deseen sean publicados. Tipografiado en altas y bajas, tipo Arial a 12 puntos, en negritas. Al final de cada nombre se colocará un número superíndice para especificar su adscripción.

2.3 AdscripciónColocarla al pie de página; incluir su filiación, departamento o Cuerpo Académico a que pertenecen, correo electrónico y número telefónico. Al inicio, colocar un superíndice en negritas para correlacionarlo con el autor, tipografiado en altas y bajas, tipo Arial a 10 puntos, con interlínea normal y alineación a la izquierda.

2.4 ResumenDeberá presentarse de manera concisa sin extenderse demasiado en detalles. Se colocara tanto en español como en inglés, con un mínimo de 100 palabras y un máximo de 300 palabras (cada uno). Tipografiado en altas y bajas, tipo Time New Roman a 10 puntos, con interlinea normal y justificado.

2.5 Palabras claveRepresentarán los términos más importantes y específicos relacionados con la temática del artículo. Se colocarán debajo del resumen (o abstract) respectiva-mente, con un máximo de 5 palabras. Mismo estilo de texto que el resumen.

2.6 Cuerpo del textoA una columna, con tipografía en altas y bajas, tipo Time New Roman a 11 puntos, interlínea normal y justificado. Se procurará que la redacción sea lo más concisa posible, con los siguientes apartados:

2.6.1 IntroducciónDeberá suministrar información suficiente que sea antecedente del tema desarrollado, de tal forma que permita al lector evaluar y entender los resultados del estudio sin necesidad de tener que recurrir a publicaciones previas sobre el tema. Deberá contener además, las referencias que aporten información sobresa-liente acerca del tema y evitar presentar una revisión exhaustiva.

2.6.2 Metodología o parte experimentalDeberá describir el diseño del experimento y contener suficiente información técnica, que permita su repetición. En esta sección deberá, presentarse cualquier condición que se considere relevante en el estudio. También, deberán presentarse las técnicas o los métodos empleados. No deberán describirse detalladamen-te las técnicas o métodos de uso general; la descripción de métodos deberá limitarse a aquellas situaciones en que éstos sean novedosos o muy complicados.




2.6.3 Resultados y discusiónEsta sección deberá contener los resultados de los experimentos y la interpretación de los mismos. Los resultados deberán presentarse con un orden lógico, de forma clara y concisa, de ser posible en forma de tablas o figuras. Deberá evitarse presentar figuras de resultados que quizás podrían tener una mejor pre-sentación en forma de tablas y viceversa. Cuando sea necesario presentar figuras o fotografías, su número deberá limitarse a aquellas que presenten aspectos relevantes del trabajo o de los resultados del experimento. Si se utilizaron métodos estadísticos, solamente deberán incluirse los resultados relevantes.

2.6.4 ConclusionesDeberán emanar de la discusión y presentarse en forma clara y concisa.

2.6.5 ReconocimientosIncluir el reconocimiento a las instituciones o personas que suministraron los recursos, así como del personal que dío asistencia durante el desarrollo del trabajo.

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2.6.7 Tablas, gráficas, imágenes, figuras y fórmulas Deberán ser numeradas secuencialmente como aparecen en el texto, con números arábigos y haciendo referencia a ellos como Tabla 1. A, Fórmula 1. B… etc. Tipografiado en altas y bajas, tipo Times New Roman a 10 puntos y cursiva con interlineado normal. En el caso de tablas, el título deberá indicarse en la parte superior. En el caso de las gráficas, imágenes y figuras su título debe colocarse en la parte inferior y deberán tener calidad para impresión láser.

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CoordinadorDr. Pedro Valdez Tamez [email protected]

Tel. (81) 8352-4969 ext 285

CICLO DE SEMINARIOS DE INVESTIGACIÓNUniversidad Autómona de Nuevo León

CALENDARIO ENERO - JUNIO 2007Facultad de Ingeniería Civil

MURAL UBICADO EN EL FRONTISPICIO DE LA FIC-UANL. AUTOR DEL MURAL: FEDERICO CANTÚ

Volumen I Número 1 Ene. – Abr. 2007 ISSN: EN TRAMITE



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