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

Verónica Latorre, PhDEditora

Revista de la ConstrucciónEscuela de Construcción Civil

Pontificia Universidas Católica de Chile

Con gran orgullo les dirijo estas palabras en este primer número del año 2012, cuando damos comienzo a una nueva etapa en la vida de nuestra prestigiosa Revista de la Construcción. En este renovado ciclo queremos crecer integrando a una amplia y creciente comunidad de investigadores en nuestra disciplina. Esperamos que nuestra publicación cuatrimestral sea no solo una vitrina en la que podemos mostrar nuestros avances en el terreno disciplinar, sino también ser un punto de reflexión, de generación de nuevos paradigmas, de discusión e intercambio. Con este anhelo, y desde las nuevas dependencias de la Escuela de Construcción Civil UC recientemente inauguradas, es que les doy la más cordial bienvenida y los invito a formar parte activa y propositiva de nuestra comunidad de investigadores; nuestras puertas están siempre abiertas a todos y cada uno de nuestros apreciados autores e investigadores.

libro construccion.indb 1 19-06-12 23:20

Comité Evaluador:

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

STEVE DONOHOE: MSc. University of Plymouth.

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

Director

PABLO MATURANA BARAHONA

Editora

VERÓNICA LATORRE, PhD

Dirección Postal Revista de la Construcción:

Av. Vicuña Mackenna 4860,Macul. Santiago de Chile

Escuela de Construcción CivilPontificia Universidad

Católica de Chile, Santiago

Fono:

56-2-354.74.98

Fax:

56-2-354.48.63

e-mail:[email protected]

www.uc.cl/construc_civil

Esta publicación cuenta con el aporte financiero de la

Vicerrectoría de Investigaciónde la Pontificia Universidad

Católica de Chile

LA REVISTA DE LA CONSTRUCCIÓN SE ENCUENTRA INDEXADA EN:– Science Citation Index Expanded – ISI– Directory of Open Acess Journals – DOAJ– Sistema Regional de Información en Línea para Revistas Científicas de América

Latina, el Caribe, España y Portugal – LATINDEX– Scientific Electronic Library Online – SciELO Chile


Sumario4 ] Diseño de modelo de gestión estratégica aplicado al sector de la construcción: Impacto

de las agrupaciones empresarialesAlvarado Acuña, L. / Varas Parra, M. / Sánchez Troncoso, L.

16 ] Influencia de la cohesión aparente generada por raíces sobre la estabilidad de un talud natural en las dunas de ReñacaSanhueza, C. / Villavicencio, G.

32 ] El sector español de la construcción bajo la perspectiva de género. Análisis de las condiciones laboralesInfante, M. / Román, M. / Traverso, J.

44 ] Activación térmica de bentonitas para su utilización como puzolanasTironi, A. / Trezza, M. / Irassar, E. / Scian, A.

54 ] Exigencias europeas para infiltraciones de aire: Lecciones para ChileOssio, F. / De Herde, A. / Veas, L.

64 ] Influencia del contenido de agua en la evolución de la hidratación de pastas de cemento con escoriaCastellano, C. / Bonavetti, V. / Irassar, E.

75 ] Detección de puntos débiles de aislamiento acústico en edificación ya construidaDel Rey, R. / Alba, J. / Ramis, J. / Bertó, L.

87 ] Influencia de la temperatura y tipo de mezcla asfáltica en el comportamiento a fatiga de los pavimentos flexiblesValdés, G. / Pérez-Jiménez, F. / Martínez, A.

101 ] Camiones de alto tonelaje y su impacto en ciclo de vida de pavimentos asfálticosDíaz, R. / Echaveguren, T. / Vargas-Tejeda, S.

119 ] Control de compactación con penetrómetro ligero en tranques de relaves, considerando su variabilidad material y estructuralVillavicencio, G. / Breul, P. / Espinace, R. / Valenzuela, P.

134 ] Certificación de la calidad de viviendas en Chile: Análisis comparativo con sistemas internacionalesRamírez, V. / Serpell, A.

145 ] Evaluación de los artículos


4 ] Revista de la ConstrucciónVolumen 11 No 1 - 2012

Design of applied strategic

management model the

construction sector: Impact

of construction association

Diseño de modelo de gestión estratégica aplicado al sector de la construcción: Impacto de las agrupaciones empresariales

Autores

Fecha de recepción

Fecha de aceptación

09/03/2011

23/11/2011

ALVARADO ACUÑA, L. Universidad Católica del Norte, [email protected] Antofagasta, Chile VARAS PARRA, M. Universidad de Antofagasta, [email protected] Antofagasta, Chile

SÁNCHEZ TRONCOSO, L. Universidad de Antofagasta, [email protected] Antofagasta, Chile


[ 5 Revista de la ConstrucciónVolumen 11 No 1 - 2012

páginas: 4 - 15 ] Alvarado L. - Varas, M. - Sánchez, L. [

Abstract

Resumen Hoy en día, la teoría económica resalta que la formulación de estrategias de éxito se debe basar en el conocimiento más que en la gestión de los activos de la organización. En este contexto com-petitivo, globalizado e incierto, el ma-yor valor de una empresa se centra en sus competencias esenciales, es decir, en su capital intelectual. Por lo tanto, las empresas constructoras inmersas en este mundo globalizado tienen que aumentar su competitividad para poder mantenerse en el mercado, siendo la forma más exitosa el basar su compe-titividad en “el conocimiento que crea valor”.

In the competitive, global and uncertain current context, the biggest value gives a company it is centred in its core competencies, that is to say, in its intellectual capital. Today, the economic theory for enterprise gives that the formulation the success strategies, they should be based on the knowledge more than in the administration assets. Therefore, the construction companies, immerses in this global world, have to increase their competitiveness to be able to stay in the market, and the most successful form is to base its competitiveness on the “knowledge that it believes value”.

The object of this paper is to propose a strategic formulation model which specifies the role of the entrepreneurial groups involved and the act iv it ies which they must carry out to achieve an effective formulation and strategic analysis to improve their competitive position. To achieve this qualitative study is considered, supported by Dubin’s methodology, to construct a theoretical model, and of the case study methodology for the empirical test of the model in the construction sector.

Este artículo tiene por objeto presentar un modelo de gestión estratégica ba-sado en la gestión del capital intelec-tual, donde se explicite el rol que deben cumplir las agrupaciones empresaria-les y señalar las actividades que deben realizar las empresas para lograr una efectiva formulación y análisis estraté-gico destinado a mejorar su posición competitiva. Para el logro de ello plan-teamos un estudio cualitativo apoyado en la metodología de Dubin, para la construcción del modelo teórico, y en la metodología del caso, para la prueba empírica del modelo en el sector de la construcción.

Keywords: Intellectual capital, knowledge management, competitiveness, enterprise strategy.

Palabras clave: Capital intelectual, gestión del conocimiento, competitividad, estrategia empresarial.



páginas: 4 - 15] Alvarado L. - Varas, M. - Sánchez, L. [

1. Introducción

En la actualidad, el sector de la construcción es vital para la economía chilena. Según cifras oficiales, el PIB de la Construcción ha registrado un ritmo de expan-sión anual cercano al 7% desde el 2003, tendencia que se vio consolidada durante el año 2008, cuando marcó un sólido crecimiento de alrededor del 7,6% y la proyección del año 2010 es de un 8,9%

El privilegiado sitial del sector va de la mano con el hecho de ser uno de los motores de la reactivación económica, especialmente por su alto impacto en el empleo. Desde el año 2005 al 2009, en promedio, el sector de la construcción ha generado el 8,5% del empleo, razón por la cual el Estado históricamente ha impulsado su desarrollo y crecimiento.

Altamente sensible al ciclo de la economía, histórica-mente ha presentado un ciclo más pronunciado que el de la economía en general, con crecimientos más acelerados en los ciclos expansivos de la economía, y con caídas muy significativas en su producción cuan-do la economía entra en un ciclo más contractivo. Esta característica de alta variabilidad de la actividad constructiva, además de la heterogeneidad de la pro-ducción sectorial, hace que se registren importantes fluctuaciones en acceso y salida de empresas del mercado, con un importante número de participantes inestables en el tiempo. El sector de la construcción ha exhibido en la última década el 13,2% del total de número de empresas que se acogieron a la ley de quiebras, ocupando el tercer lugar tras el comercio y la industria manufacturera.

En este contexto se torna interesante desarrollar un modelo de gestión empresarial dirigido a las empresas constructoras, de modo que estas puedan desarrollar ventajas competitivas sostenibles que aseguren su subsistencia y desarrollo en el mercado.

Dadas las ideas anteriormente expresadas y teniendo presente la importancia de las agrupaciones empre-sariales en el ámbito de la construcción, se plantean los siguientes problemas de investigación:

1 ¿Qué actividades y funciones tiene que desarrollar la agrupación empresarial para maximizar el cono-cimiento y el capital intelectual de sus asociados, para que estos puedan obtener ventajas competi-tivas sostenibles?

2 ¿Cómo se pueden conseguir las ventajas competi-tivas sostenibles en las empresas?

3 ¿Cómo la agrupación empresarial apoya el po-tencial de innovación y la productividad en las empresas?

A partir de la especificación de los problemas, surge el objetivo de la investigación “desarrollar un modelo de gestión empresarial, coherente con la sociedad del conocimiento, que permite mejorar la posición competitiva de la empresa a través del desarrollo de su capital intelectual; acelerado por la existencia de las agrupaciones empresariales, como administradoras del conocimiento común del sector”.

2. Marco teórico

El Estado del Arte de la Estrategia Empresarial. Durante las últimas cuatro décadas, las teorías relacionadas a la estrategia empresarial han experimentado un pro-fundo y rápido desarrollo. El paradigma del análisis de los resultados entre empresas de los setenta (Levinthal, 1995), fue impulsado en los 80, por la aparición de la “Estrategia Competitiva” de Porter. La década de los noventa evidenció las dificultades de ésta en explicar los orígenes de la ventaja competitiva, y producto de trabajos que demuestran cómo las diferencias de resultados financieros entre sectores son menos sig-nificativas que las diferencias en el seno del mismo sector (Hansen y Wernerfelt, 1989; Rumelt, 1991), los investigadores se enfocan en los aspectos internos de la empresa como factores que explican los resultados de la misma.

En este contexto, en la academia nace una nueva teoría en que los recursos y las capacidades de las em-presas son la base para conseguir una mejor posición competitiva. Este concepto, tratado por diferentes autores como Barney (2001), Dierickx y Cool (1989); y Amit y Schoemaker (1993), Teece (1982); posee de-finiciones desde perspectivas muy amplias hasta más limitativas. Así, al fundamentar la creación de ventajas competitivas, el estudio de las estrategias pasa de un enfoque exterior a uno interior.

El Estado del Arte de la Competitividad en la Empresa: Entre los principales elementos del mejoramiento competitivo de las empresas se tienen: el proceso de benchmarking, los análisis de la cadena/sistemas de valor y el proceso de outsourcing. Una de las fuentes para obtener ventaja competitiva es el análisis de la cadena de valor, ya que se pueden determinar las core competence o capacidades esenciales de la empresa. Este análisis determina cuáles actividades/procesos son los que contribuyen a la obtención de las ventajas


páginas: 4 - 15 [ 7 Revista de la ConstrucciónVolumen 11 No 1 - 2012

] Alvarado L. - Varas, M. - Sánchez, L. [

Figura 1. Metodología de la investigación

Definición y diseño de la investigación

Preparación, Recolección y Análisis

de la Evidensia

Análisis y Conclusión

Fases de la Metodología del caso

Fases de la Metodología del Dubin

Unidad de la Teoría

Reglas de interacción

Limites de la Teoría

Condiciones de la Teoría

Proposiciones

Identificación del problema

Desarrollo del Modelo Teórico

Prueba Empírica del Modelo Teórico

Conclusión final y nuevas líneas de

Investigación

Hipótesis General

Análisis de la Teoría

Fuente: Alvarado, 2005.

competitivas y cuáles son un “lastre”, pudiendo sub-contratarlos (outsourcing). (Viedma, et al., 2000).

El Estado del Arte de la Gestión del Conocimiento y del Capital Intelectual: La consideración del conocimiento como recurso estratégico esencial y la habilidad de la em-presa para crearlo y aplicarlo como capacidad fundamental, es un importante avance en la evolución de la Dirección Estratégica. En el pasado el problema era asignar recursos financieros a las divisiones, donde el activo central era el ca-pital económico. Hoy, el conocimiento reemplaza al capital como el recurso crítico, y la dirección tiene el reto de crear una organización para generar conocimiento y construir procesos para: impulsar el espíritu empresarial, integrar y apalancar los recursos más importantes: conocimientos y capacidades. La empresa se convierte en una comunidad especializada en la creación y transmisión interna del co-nocimiento (Kogut y Zander, 1993).

El Estado del Arte del Capital Social: Según (Adler y Kwon, 2002): “El capital social es la buena voluntad dis-ponible de los individuos o grupos. Sus fuentes se apoyan en la estructura y contenido de las relaciones sociales del actor. Sus efectos fluyen desde la información, la influen-cia, y la solidaridad lo cual lo hace aprovechable para el actor”. Nahapiet y Ghoshal (2002), indican que el capital social facilita el desarrollo del capital intelectual por afectar las condiciones necesarias para que ocurra el intercambio y la combinación. Asimismo, el capital intelectual puede facilitar el desarrollo del capital social; y así la coevolución de estas dos formas de capital puede apuntalar la ventaja organizacional.

En el modelo propuesto se profundiza en el análisis del capital intelectual y se cubre el capital social como un elemento clave en el desarrollo de las agrupaciones empresariales y en el fortalecimiento de la posición competitiva de las empresas.

3. Metodología de investigación

El trabajo de investigación fue de tipo cualitativo y en su desarrollo se siguió una secuencia analítica lineal (ver Figura 1). Además, se ha apoyado en el paradigma constructivista y en dos métodos de investigación: uno para construcción del modelo teórico –Metodología de Dubin– y otro para validación empírica –Metodología del caso–. Por la importancia de ambos métodos, sus fases han sido explicitadas en las expansiones de la Figura 1.

La “Metodología de Dubin” fue utilizada para diseñar el modelo teórico, considerando el rol que juegan las agrupaciones empresariales de la construcción en el desarrollo del capital intelectual de las empresas que la componen, para la obtención de las ventajas competi-tivas sostenibles. Esta parte de la investigación utilizó los estudios teóricos y empíricos existentes en las áreas de: estrategia empresarial, gestión del conocimiento, gestión del capital intelectual y competitividad. La metodología del caso utilizada se apoya en el modelo de Robert Yin descrito en “Case Study Research” pu-blicado en el año 2002, quien ha clasificado los tipos de estudios de casos en exploratorio, descriptivo y




explicativo. Esta investigación se respaldó en el mé-todo explicativo, ya que las preguntas y proposiciones generadas a partir de diversas teorías se sometieron a trabajo de campo, siendo sintetizadas, orientadas y plasmadas en el modelo teórico aplicado al sector de la construcción. Por esta razón, la investigación también se apoyo en el marco de un estudio del caso exploratorio.

4. Desarrollo del modelo

4.1 Unidades de la teoría

Las unidades de la investigación son: las empresas constructoras y las agrupaciones empresariales de la construcción, a las que se complementan los procesos de análisis externo e interno de las constructoras. El análisis externo incluye: el entorno general; el sector construcción; el mercado inmobiliario; los factores clave de éxito; el capital social; y los modelos de ex-celencia empresarial. Por su parte el análisis interno de la empresa considera: sus recursos y capacidades; su cadena de valor; la gestión del conocimiento; el aprendizaje organizativo; las actividades de negocio esencial; las competencias, capacidades y relaciones esenciales; la gestión del capital intelectual y el análisis de los activos y pasivos intangibles; el benchmarking estratégico; y finalmente, el análisis competitivo.

4.2 Reglas de interacción

Las reglas de interacción del modelo tienen como principal objetivo, evidenciar la importancia de la agrupación empresarial en el suministro de informa-ción estratégica sobre el sector de la construcción, con la que cada empresa aplique estrategias específicas para formular y poner en práctica tácticas concretas que la lleven a mejorar su posición competitiva en su mercado.

De acuerdo a diversos autores, la obtención de las ven-tajas competitivas sostenibles (VCS) se fundamenta en los recursos y capacidades de la empresa, por sobre los aspectos externos de ésta. A la hora de fundamentar la obtención de las ventajas competitivas se pasa de un enfoque de un tipo externo a uno de tipo interno.

No obstante, para cualquier análisis estratégico, al interior de la empresa constructora, es imprescindible contar con una adecuada información procedente de un análisis externo. Es aquí donde la agrupación empresarial puede tener un rol bastante más activo, ya que ésta tiene la posibilidad de realizar casi la to-talidad del análisis externo, además de desarrollar el

modelo de empresa excelente que servirá de guía a las empresas del conglomerado.

4.2.1 Reglas de interacción relacionadas al análisis externo (AE)

El desarrollo del análisis externo debería incluir, al menos, los siguientes aspectos:

– El entorno general, donde se analizarían las varia-bles macroeconómicas que podrían afectar a las empresas del sector.

– El mercado, donde se encuentran los principales clientes y sus necesidades.

– El sector específico. Este estudio incluiría a su vez un análisis a los grupos estratégicos, un análisis estratégico del sector, de acuerdo al modelo de las cinco fuerzas de Porter y, por último, un análisis a la cadena de valor del sector.

La agrupación empresarial podría desarrollar la ca-racterización de la “empresa excelente” del sector, al analizar las mejores empresas, para detectar los elementos que han llevado a estas empresas a ser calificadas como excelentes y con una alta aceptación en el mercado. Este análisis podría ser complementado con diversos modelos existentes de “excelencia empre-sarial”, tales como: el modelo EFQM de excelencia, el modelo de Malcom Baldrige o el modelo de excelencia empresarial de Viedma.

A partir del análisis externo y del análisis de la em-presa excelente, la agrupación empresarial puede determinar los factores claves de éxito del sector (FCE), los que deberán ser considerados en el análisis interno de la empresa, en conjunción con el análisis de la cadena de valor y con las actividades de negocio esenciales.

En el entorno social de la agrupación empresarial con-formado por todas las empresas de la agrupación y por otras empresas y/o instituciones relacionadas con el sector, define el capital social. A partir de este se pue-de complementar el análisis de la cadena de valor del sector y se pueden llegar a determinar las principales empresas que compiten en la cadena. Posteriormente, y a partir de estos análisis y de sus recursos y capaci-dades, las empresas pueden determinar las relaciones esenciales (core relationships).

Cabe destacar que el capital social de una agrupación se puede traspasar a las empresas de la agrupación. Todos los análisis y estudios que puede realizar una agrupación empresarial pueden estar contenidos en




una Web o en un entorno colaborativo de trabajo, sustentado por las TIC.

4.2.2 Reglas de interacción: análisis interno

En el desarrollo del análisis estratégico interno de la empresa, la agrupación empresarial puede tener un rol orientador y en algunos casos también puede asesorarlas. El rol orientador se puede desarrollar a través de una serie de procedimientos para que las empresas puedan por sí mismas realizar su análisis estratégico interno.

El análisis interno de una empresa se centra en: sus recursos y capacidades, su cadena de valor y en los factores claves de éxito (FCE) del sector en que la em-presa compite. Estos FCE provienen del análisis externo y de los modelos de empresa excelente considerados por la agrupación empresarial.

Las core competencies (y las core capabilities) son parte de los recursos y capacidades de la empresa. La identificación de recursos y capacidades que se deben desarrollar, se debe realizar un análisis de la cadena de valor de la empresa y corresponden a lo que la em-presa hace mejor y que agrega más valor al resultado económico final. Para ello, es necesario identificar las actividades de negocio esenciales (Core business activities) donde se desarrollan los productos claves en la creación de valor, y en las cuales se integran el conocimiento y la tecnología.

La cadena de valor de la empresa puede estar confor-mada por la cadena de valor de innovación y por la cadena de valor de operaciones. La cadena de valor de innovación considera actividades relacionadas al dise-ño y desarrollo de nuevos productos y se fundamenta en la investigación, desarrollo e innovación (I+D+i). La cadena de valor de operaciones considera procesos de fabricación, venta y servicios relacionados a productos que ofrece la empresa.

La cadena de valor considera los procesos de gestión del capital intelectual y de gestión del conocimiento, considerando que el capital intelectual y los conoci-mientos de la cadena de innovación son diferentes a los de la cadena de operaciones.

La gestión del conocimiento de los recursos y capaci-dades esenciales en el proceso de creación de valor, considerando el proceso de aprendizaje organizativo, debe conducir a la obtención y desarrollo de las core competencies y de las core capabilities de la empresa.

La gestión del capital intelectual involucra la conside-ración de las core competencies, de las core business

activities y de las core relationships. Estos son los factores que cada empresa deberá gestionar para in-crementar su capital intelectual. A su vez, en el análisis de cada uno de estos, se deben identificar los activos intangibles (valores, cultura organizacional, talento, compromiso de los empleados, motivación, etc.) y los pasivos intangibles (personal desmotivado, corrupción, etc.), para impulsar los círculos virtuosos de creación del valor y atenuar los círculos viciosos de destrucción del valor, respectivamente.

Por lo tanto, es de vital importancia considerar y desarro-llar las competencias y capacidades de los profesionales, gerentes y grupos de apoyo clave en la generación de las competencias esenciales en las que se sustentan las ventajas competitivas sostenibles. (Viedma, 2003)

Las core relationships se encontrarán como parte de la cadena de valor del sector, conformada por las em-presas e instituciones del capital social de la agrupa-ción empresarial. Si las empresas quieren ser exitosas necesitan poseer actividades de negocio esenciales robustas y subcontratar todas las otras actividades no esenciales. En consecuencia deben tener insumos y servicios competitivos; por lo que las empresas de-berían escoger cuidadosamente acuerdos de coopera-ción y alianzas estratégicas con clientes, proveedores, instituciones y otras empresas, que constituirán sus relaciones esenciales.

Agrupando todos los elementos anteriores surge el concepto dinámico de “receta de negocio exitosa” de la teoría general de capital intelectual, en la cual Viedma (2003) señala que “la exitosa formulación e implementación estratégica se cristaliza en una exitosa receta de negocio, la cual ofrece competitividad y una buena calidad de productos y servicios, convirtiéndose ésta en una validación del mercado a la calidad com-petitiva ofrecida por la empresa”.

Una vez que la empresa haya identificado las core competencies, las core business activities y las core relationships que sustentan su competitividad, las debe conocer en su mejor competidor, por un proce-so de benchmarking. Es decir, se busca realizar una comparación entre la “receta de negocio exitosa” de la empresa y la del mejor competidor. Este análisis comparativo se debe complementar con un proceso de benchmarking con el modelo de excelencia em-presarial adoptado por la agrupación empresarial. Adicionalmente esta actividad puede retroalimentar para el modelo de excelencia empresarial adoptado por la agrupación empresarial.

Ya con estos resultados, la empresa podría realizar un análisis para determinar si se encuentra en posición




de ventaja, igualdad o desventaja competitiva. Ante estas últimas situaciones, ya sea en menor o en ma-yor grado, y con la información anterior, la empresa deberá realizar nuevamente un análisis interno sobre su capital intelectual, hasta aumentar su posición competitiva.

4.3 Proposiciones

A partir del modelo teórico, se desprenden una serie de proposiciones generales, entre las más importantes se destacan:

– Un alto desarrollo del capital intelectual puede llevar a la obtención de ventajas competitivas sostenibles.

– La gestión del capital intelectual tiene como ob-jetivo el desarrollo de las core competencies, core capabilities y de las core relationships.

– A partir de la gestión del capital intelectual se pue-den detectar los activos y los pasivos intelectuales, los cuales están relacionados con los círculos virtuo-sos de creación de valor y con los círculos viciosos de destrucción del valor, respectivamente.

– El análisis del capital intelectual del mejor com-petidor, a través, de un proceso de benchmarking estratégico y competitivo es el mejor indicador de la competitividad de la empresa.

– Las core competencies y las core capabilities se pueden desarrollar en la empresa gracias a un proceso de aprendizaje organizativo basado en el conocimiento que permita mejorar, tanto a los re-cursos como a las capacidades claves en el proceso de creación de valor de la empresa.

– Las core relationships se pueden apoyar en el ca-pital social de la agrupación empresarial.

– La agrupación empresarial tiene un rol orientativo en el análisis interno de la empresa y un rol más activo en el análisis externo.

– La agrupación empresarial al realizar, apoyar u orientar a sus empresas asociadas en su análisis interno o en el análisis del entorno se apoya en las tecnologías de la información y telecomunicaciones como una herramienta esencial para difundir y compartir el conocimiento explícito que posee.

5. Validación empírica del modelo de agrupación empresarial

5.1 Etapa de definición y diseño del estudio del caso

De acuerdo a las definiciones dadas por Yin (2002), la investigación corresponde a un estudio de casos múltiples, y por lo tanto su diseño corresponde a un multicaso integrado, ya que se analizaron en cada caso, las siguientes unidades: agrupación empresarial, empresas constructoras asociadas a la agrupación y otras entidades (Ver Figura 2).

Figura 2. Diseño multicaso integrado (Elaboración propia a partir de Yin, 2002)

Caso 1: “Cataluña”

Entrevista a CCOC

Encuesta a 20 Empresas Constructoras

Entrevista a otras entidades

Caso 2: “Valencia”

Entrevista a CCCV

Entrevista a otras entidades

Caso 3: “Santiago de Chile”

Entrevista a CChC

Encuesta a 20 Empresas Constructoras

5.2 Etapa de preparación, recolección y análisis de la evidencia

De acuerdo a Yin (2002), cuatro pruebas han sido comúnmente usadas para establecer la calidad de algunas investigaciones sociales empíricas, para el estudio de casos (ver Figura 3).

5.2.1 Validez de la construcción

En función de las tácticas recomendadas Yin (2002) se ha contemplado la utilización de múltiples fuentes de evidencia en cada uno de los casos. Las principales corresponden a agrupaciones empresariales, empresas constructoras y fuentes secundarias, acorde a:




– Agrupaciones empresariales: En los casos, se con-sideraron: la Cámara de Contratistas de Obras de Cataluña (CCOC), la Cámara de Contratistas de la Comunidad Valenciana (CCCV) y la Cámara Chilena de la Construcción (CChC). Por medio de entrevistas, encuesta, material bibliográfico e in-formación disponible en sitios web, se rescataron las evidencias necesarias.

– Empresas constructoras: Se escogieron 20 empresas de Cataluña asociadas a la CCOC y 20 empresas de Santiago de Chile asociadas a la CChC. Las evi-dencias fueron recopiladas a partir de encuestas, referencias bibliográficas de las empresas e infor-mación de sus sitios web.

– Fuentes secundarias: Se consideraron entidades relacionadas con agrupaciones empresariales, tales como el ITeC, IDOM y Fomento en Cataluña; y al IVE en Valencia. Las evidencias fueron rescatadas por medio de entrevistas e información de sus publicaciones y páginas web.

5.3 El modelo de gestión estratégica para empresas del sector de la construcción

El análisis de la evidencia empírica llevó a la constitu-ción del modelo de gestión empresarial, mostrado en la Figura 4. Este modelo entrega una estructura de formu-lación estratégica para las empresas constructoras, don-de se explicita el rol de las agrupaciones empresariales

Figura 3. Tácticas del estudio del caso para las cuatro pruebas de diseño aplicadas en la investigación

Prueba Táctica del Estudio del Caso

Validez de la Construcción Uso de múltiples fuentes de evidencia

Establecer cadenas de evidencia

Tener informadores claves que revisen el borrador del reporte del estudio del caso

Validez

Interna

Hacer comparación de modelos

Hacer construcción de explicaciones

Validez Externa Usar la replicación lógica en múltiples estudios del caso

Fiabilidad Usar un protocolo en el estudio del caso

Desarrollar una base de datos del estudio del caso

Fuente: Adaptado desde Yin, 2002.

de la construcción en este proceso. Además, sirve como una guía para que las constructoras puedan desarrollar un adecuado análisis estratégico.

6. Resultados

La validación empírica del modelo se estructuró en relación al desarrollo de las interacciones presentadas en el modelo teórico y de las proposiciones finales derivadas de éste. Debido a la complejidad de de-mostrar empíricamente estos conceptos, se optó por organizar las diferentes propuestas del modelo en diversos factores relacionados con el análisis externo e interno y el rol que cumpliría la agrupación empre-sarial en cada uno de ellos. Se han considerado cinco factores relacionados con el análisis externo y otros cinco relacionados con el análisis interno.

6.1 Análisis externo

Factor 1: Análisis del entorno general: De acuerdo a la información empírica, se destaca la importancia que tiene tanto para las empresas como para el sector en general, un adecuado análisis del entorno, del sector y del mercado.

Factor 2: Análisis del sector y del mercado: Se pue-de ratificar lo expuesto en el factor 1, sólo habría que agregar el gran interés de las empresas por las




variables de tipo económico y tecnológico que pre-senta el sector.

Factor 3: El capital social: La propuesta respecto al ca-pital social indica que la agrupación empresarial debe ser accesible a todas las empresas que lo componen y debe estimular las relaciones sociales entre las empresas y otras entidades; el estudio empírico respalda totalmente esta posición, destacando notablemente el rol relacional de las agrupaciones empresariales como uno de sus principales objetivos junto al rol de información, los cuales son consi-derados como claves en la competitividad de las empresas, en especial para las PyMES

Factor 4: modelos de excelencia empresarial: Respecto a los modelos de excelencia empresarial, la propuesta a partir del modelo teórico indica que la agrupación empresarial debe adoptar y recomendar a sus afiliados

modelos de excelencia, para que las empresas puedan mejorar su competitividad y su productividad. Las agrupaciones empresariales consultadas han estimu-lado el desarrollo de diversos modelos de excelencia en sus empresas. Entre estos modelos se destacan: los de gestión de la calidad; seguridad y prevención de riesgos; y gestión medioambiental.

Factor 5: Factores clave del éxito: De acuerdo a lo es-tipulado en las propuestas respecto a los factores de éxito, la agrupación empresarial en función del análisis externo debería formular, al igual que las empresas, los factores clave del éxito en el sector. De los factores de éxito mencionados en el estudio tanto por las agrupa-ciones como por las empresas se pueden mencionar las siguientes clasificaciones: Relacionados con la gestión de la empresa, Relacionados con factores del mercado, Relacionados con el recurso humano.

Figura 4. Diseño de un Modelo de Gestión Estratégica para empresas del Sector de la Construcción

Fuente: Elaboración propia.




6.2 Análisis interno

Factor 6: Recursos y capacidades de las empresas: La propuesta, a partir del modelo teórico, indica que las empresas deben fundamentar su competitividad en sus recursos y capacidades. A partir de la evidencia, se puede señalar que para la mayoría de las empresas la clase de recurso más importante en su competitividad corresponde a los recursos intangibles y, dentro de estos, el capital humano es considerado de extrema importancia.

Factor 7: Análisis de la cadena de valor: Acorde a lo expuesto en las propuestas las empresas deben realizar un análisis de la cadena de valor, y en función de dicho análisis ver las acciones más apropiadas para estimu-lar la competitividad y la productividad de las firmas. Dada la evidencia, se puede señalar que la mayoría de las empresas dice tener una alta identificación de: sus actividades de negocio, sus competencias y las relacio-nes consideradas esenciales para su competitividad.

Factor 8: Gestión del conocimiento: Al respecto, las empresas consultadas que presentan una alta compe-titividad, otorgan una alta importancia a sus procesos de gestión del conocimiento. En términos generales, éstas valoran la capitalización de la experiencia de los proyectos realizados y el conocimiento de los emplea-dos como fuentes directas de acceso al conocimiento estratégico.

Factor 9: Gestión del capital intelectual: Acorde a lo estipulado en las propuestas a partir del modelo teó-rico y la información obtenida por medio del estudio empírico, respecto al capital intelectual se pueden destacar los siguientes aspectos: un análisis de los componentes del capital intelectual y de cómo la agru-pación empresarial colabora en el desarrollo de cada uno de ellos; detectar los elementos que conforman un círculo virtuoso que estimula el proceso de creación de valor o por el contrario detectar aquellos elementos que producen un círculo vicioso de destrucción del va-lor; e identificar a las personas claves y sus cualidades más deseadas.

Factor 10: Análisis competitivo: Este último factor resume gran parte de la información anterior, no obstante, cada uno de los factores antes mencionado, analizados y contrastados se enfocan en función a su aporte a la competitividad.

7. Conclusiones

A continuación se dará respuesta a cada uno de los problemas de la investigación considerando el

contexto teórico del modelo y la evidencia empírica del trabajo de campo.

7.1 Del rol de las agrupaciones empresariales de la construcción

El análisis de los resultados indica que a las agrupa-ciones empresariales les corresponde el desarrollo del análisis externo, en el cual se puntualizan las opor-tunidades y las amenazas del sector, que se materia-liza por medio de un adecuado análisis del entorno general, del sector y del mercado; la identificación de los principales factores de éxito del sector; y, la definición, desarrollo y difusión de modelos de exce-lencia empresarial.

Por otra parte también se destaca tanto el rol rela-cional como el rol de difusión de información de la agrupación empresarial. Cabe destacar que, en rela-ción a las PyMES, la agrupación empresarial juega un rol mucho más importante que el esperado en esta investigación, donde es relevante el desarrollo de una estructura conceptual para el análisis estratégico interno de las empresas constructoras. Para ello debe permanecer accesible a sus asociados.

Durante la investigación empírica se pudo observar que en los procesos relacionados a la gestión del conocimiento, la Cámara Chilena de la Construcción tenía una clara fortaleza ya que, además de contar con un gran capital social propio (denominado red social), desarrolla diferentes proyectos individualmente y en convenio con terceros conducentes a mejorar el conocimiento especialmente en las PyMES; lo cual contribuye a mejorar tanto sus relaciones estratégicas como su capital intelectual. Existiendo por tanto, una característica diferenciadora en relación a las otras agrupaciones empresariales consultadas, las cuales tenían un rol principalmente gremialista.

7.2 De las ventajas competitivas sostenibles (vcs) de las constructoras

Acorde al desarrollo teórico y al estudio empírico se puede señalar que las ventajas competitivas sostenibles se podrían alcanzar a través de un adecuado proceso de formulación estratégica fundamentado en los siguientes aspectos internos y externos: En el análisis de las cinco fuerzas competitivas y en las estrategias genéricas que adopte la empresa; en el análisis de los recursos y capaci-dades; en la inteligencia competitiva, y; en el análisis de su cadena de valor. Con todos estos análisis la empresa podría determinar sus actividades de negocio esencia-les, y a partir de éstas visualizar tanto las capacidades y competencias esenciales como las relaciones esenciales para el desarrollo de productos exitosos.




De acuerdo a la evidencia, la mayoría de las empresas consultadas que presentan cierta ventaja competitiva y un éxito económico, tienen una muy alta identifi-cación de sus actividades, competencias y relaciones esenciales. Además, consideran como fundamental sus procesos de gestión del conocimiento y del capital intelectual, otorgándole una gran importancia a sus procesos de capitalización de experiencia que sustenta el conocimiento de sus empleados.

7.3 De la innovación y la productividad de las constructoras, soportada por la agrupación empresarial

La competitividad de las empresas se ve fuertemente potencializada por el soporte de la agrupación empre-sarial en la facilitación de las relaciones con entidades de su red social, internas o externas a la agrupación, especializadas en: el desarrollo de I+D+i asociada a productos o procesos; y, asesoras en el desarrollo de herramientas informáticas, sistemas, modelo o teorías que apoyen la productividad en las empresas. También a través de la difusión de la información relacionada a la innovación y a la productividad.

Las Cámaras de Cataluña (CCOC) y de Valencia (CCCV) valoran mucho el desarrollo de la I+D+i, la capacidad emprendedora y la capacidad de las em-presas de agregar más valor a sus servicios. Sin em-bargo el apoyo que prestan a las empresas para que mejoren su capacidad de innovación es considerado

como débil, ya que se limita a entregar elementos de reflexión. De acuerdo a lo expresado por la Cámara Chilena de la Construcción (CChC) la I+D+i tiene máxima importancia en la competitividad de las em-presas y constituye un elemento diferenciador en los mercados, catalogándola como factor clave del éxito. La CChC ofrece a sus empresas asociadas un gran apoyo en el tema, tanto a nivel de información como a nivel relacional. Entre las principales iniciativas se pueden resaltar las siguientes: conferencias tecnológi-cas periódicas; charlas técnicas; publicaciones escritas y boletines electrónicos relacionadas a la I+D+i en el sector; articulación de contactos necesarios para que las empresas puedan conocer, acceder y desarrollar en sus empresas las diferentes tecnologías y procesos innovadores; y, desarrollo de misiones tecnológicas en el extranjero con el objeto de poder dar a conocer las nuevas tecnologías e innovaciones mostradas en ferias, congresos internacionales, megaproyectos y en otros eventos.

7.4 Del modelo de gestión empresarial

En consecuencia, podemos concluir que el modelo propuesto permite sustentar las ventajas competitivas sostenibles en las empresas constructoras, para ase-gurar su subsistencia y desarrollo en el mercado de la construcción. En Chile, por el nivel de agrupación empresarial, la Cámara Chilena de la Construcción, representa el eje fundamental en el desarrollo del sector de la construcción.




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10. En el texto, cambiar (Liddament, 2006) por (Liddament, 1996).

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26. Certificación de Calidad de Viviendas en Chile: Análisis Comparativo con Sistemas Internacionales.



Effect of aparent cohesion

from tree roots on the

stability of natural slopes of

Reñaca dunes

Influencia de la cohesión aparente generada por raíces sobre la estabilidad de un talud natural en las dunas de Reñaca

Autores

Fecha de recepción


05/03/2012

30/03/2012

SANHUEZA, C. Pontificia Universidad Católica de Chile [email protected] Santiago, Chile

VILLAVICENCIO, G. Pontificia Universidad Católica de Valparaíso [email protected] Valparaíso, Chile



páginas: 16 - 31 ] Sanhueza, C. - Villavicencio, G. [

Abstract

Resumen Diversas investigaciones han demostra-do que la vegetación cumple un impor-tante rol en la prevención de movimien-tos en masa de suelos, especialmente, los relativos a deslizamientos superfi-ciales de taludes. De esta manera, las raíces de los árboles proporcionan un sistema de refuerzo que depende en gran medida de la conformación y de la distribución del sistema radicular que presenten.

El presente art ículo corresponde a una investigación aplicada sobre un talud natural en un sector de Reñaca, Chile, en el cual se ha planteado como

Several researches have shown that vegetation plays a key roll in preventing d i s p l a c e m e n t s o f s o i l m a s s e s , particularly of surficial displacement of slopes. Thus, tree roots provide a reinforcement system that depends on its structure and distribution.

This article presents a research applied to a natural slope in Reñaca-Chile, and

the objective is to analyze the apparent cohesion developed as a result of roots existing in the slope. The analysis of the problem was conducted for two scenarios: static loading and a pseudostatic loading based on data collected after the 1985 Chile earthquake (Mw7.8). From this analysis, different factors of safety and seismically induced displacements have been estimated.

objetivo analizar la influencia de la co-hesión aparente que generan las raíces de los árboles existentes en dicho ta-lud. Para ello, se han efectuado una serie de cálculos bajo dos escenarios: por una parte, asumiendo condiciones estáticas y, por otra, considerado los antecedentes obtenidos a partir del te-rremoto del año 1985 (Mw8.0), lo cual ha permitido obtener resultados para un escenario bajo condiciones pseu-doestáticas. Como resultado de ello, se han podido obtener los distintos factores de seguridad y una estimación de los desplazamientos sísmicamente inducidos.

Keywords: Apparent cohesion, slope, displacements.

Palabras clave: Cohesión aparente, taludes, desplazamientos.



páginas: 16 - 31] Sanhueza, C. - Villavicencio, G. [

1. Introducción

El presente artículo nace como resultado de un estudio geotécnico llevado a cabo en un talud natural ubicado en la Quinta Región del país, patrocinado por el Museo de la Moda.

El principal objetivo de esta investigación fue analizar la influencia de la cohesión aparente generada por las raíces de los árboles sobre la estabilidad de un talud, en la cual se efectuaron cálculos bajo condiciones estáticas y pseudoestáticas. A partir de ello, se ha podido obtener una estimación de los desplazamientos sísmicamente inducidos.

Las laderas en general presentan una inclinación na-tural que las puede mantener estables durante un determinado tiempo. Sin embargo, si por alguna razón se producen cambios en su morfología, podría ocurrir una modificación en sus condiciones de equilibrio que la lleven a que se originen desplazamientos de la masa de suelo. Desde esta perspectiva, los movi-mientos de laderas pueden entenderse como aquellas modificaciones que debe realizar el suelo, con el fin de reencontrar el equilibro ante alguna variación en su situación natural (González de Vallejo et al., 2002).

Factores como la gravedad de los materiales que componen un talud resultan ser una de las principales causas de los movimientos de laderas. A esta fuerza se le oponen la resistencia al corte del suelo y la de las raíces, entre otras.

2. Factores asociados a la cohesión aparente generada por las raíces

de los árboles

Investigaciones llevadas a cabo por diferentes autores, tales como Abe y Ziemer (1991), O’Loughlin y Ziemer (1999) y Schmidt et al. (2001), entre otros, han demos-trado la importancia del rol que cumplen las raíces de los árboles y la vegetación en general, en la prevención de movimientos en masa de suelos, sobre todo, en cuanto a los deslizamientos superficiales de taludes.

De acuerdo a lo anterior, los posibles factores asocia-dos con la vegetación arbórea que afectan la estabili-dad de una masa de suelos, son los siguientes:

– Por transmisión de las fuerzas del viento y acuña-miento de las raíces: aunque frecuentemente los árboles pueden volcarse ante la acción de fuertes vientos en taludes con importantes pendientes, ge-nerando una perturbación en el manto superficial

del suelo y, de esta manera, iniciando la activación de potenciales superficies de deslizamiento, los efectos favorables que generan las raíces de los ár-boles sobre la estabilidad son aún más importantes.

– Por incremento de sobrecarga: la sobrecarga debida al peso propio de la vegetación, generalmente, no representa una carga importante. En relación a lo anterior, una serie de estudios realizados por Bishop y Stevens (1964), demostraron que el esfuerzo de corte activado en dirección “talud abajo” en un bosque maduro puede ser insignificante, debido al incremento de la resistencia al corte del suelo generado por la acción de la sobrecarga.

– Por modificación del contenido de humedad y pre-siones de poros en el suelo: la vegetación modifica las condiciones hidrológicas de un talud debido a factores asociados al follaje, tales como: intercep-ción de las lluvias, retención, acumulación, goteo y evapotranspiración.

– Por generación de un estrato superficial orgánico: en la mayoría de los bosques se genera un estrato orgánico, constituido por hojas, humus y raíces de los árboles, que protege al suelo natural de las lluvias y de la erosión que genera tanto la acción del viento como las aguas de escorrentía superficial.

– Por reforzamiento mecánico del suelo: las raíces refuerzan el suelo incrementando la resistencia al corte, debido a que éstas actúan como tensiles de resistencia. Por otra parte, el anclaje de los troncos genera que éstos actúen como pilares o puntales en los taludes, contrarrestando las tensiones de corte y restringiendo lateralmente el movimiento super-ficial de las superficies potencialmente inestables.

El refuerzo de las raíces es el mecanismo más común asociado a la influencia de la vegetación en la esta-bilización de taludes. En relación a la resistencia que confieren las raíces al suelo, ésta depende de la con-formación y de la distribución del sistema radicular.

3. Mecanismo de reforzamiento del suelo y estabilización de taludes por las

raíces de los árboles. Estimación de la cohesión “aparente”

En la práctica ingenieril es ampliamente aceptado que las raíces actúan como un sistema de refuerzo aumentando la resistencia al corte de los suelos, cuya influencia puede ser expresada como una cohesión “aparente” adicional en términos del criterio de falla



] Sanhueza, C. - Villavicencio, G. [

de Coulomb (O’Loughlin y Ziemer, 1999; Schmidt et al., 2001; Bransby et al., 2006). De esta manera, la resistencia al corte del sistema suelo-raíz puede ser expresado mediante la siguiente ecuación:

τ f = c '+ cR + σ −μ( ) tan φ ' (1)

Donde:

τ f : resistencia al corte del sistema suelo-raíz

c’ : cohesión efectiva del suelo

cR : cohesión “aparente” aportada por las raíces

σ : esfuerzo normal debido al peso del suelo

: presión de poros

φ’ : ángulo efectivo del suelo

Wu et al (1979) propuso la siguiente relación para estimar la cohesión “aparente” aportada por las raíces en función del tensil total de esfuerzo de las raíces (TR):

cr ⋅TR con TR = trii=1

n

∑ ⋅Ari

As

⎛

⎝⎜

⎞

⎠⎟ (2)

Donde Ari / AS corresponde al coeficiente entre la sección de la raíz interceptada por la superficie de falla (Ari) y la sección del suelo potencialmente inestable (AS), y n es el número de raíces existentes en la sección AS.

3.1 Sistema radicular de la zona en Estudio

La zona en estudio corresponde a un talud natural en las dunas de Reñaca, donde predominan depósitos de sedimentos eólicos asignados al Cuaternario. Estas du-nas, ubicadas entre Las Salinas y Concón, se encuentran estabilizadas (“duna vieja”) y en profundidad presentan cierta cementación (Grimme y Álvarez, 1964); pero exis-ten áreas en que se encuentran activas (“duna nueva”), donde la primera capa de esta presenta raíces y raicillas, con una profundidad máxima entre 0.8 a 1.0 m. Ambas dunas están constituidas por más del 80% de arena fina, con una porosidad y permeabilidad muy altas.

En el sector antes descrito y donde se llevó a cabo la in-vestigación (Figura 1), las especies arbóreas existentes que predominan corresponden al tipo de Pinus radiata

Figura 1. Vista en planta de la zona en estudio

Fuente: Vista en planta de la zona en estudio.




D. Don y Eucaliptus globulus, tal como se observan en la Figura 2.

Considerando la clasificación propuesta por Pritchett (1986), este tipo de especies presenta un sistema radicular tipo “radiado” caracterizado por su poca profundidad, con fuertes ramificaciones laterales a partir de las cuales se desarrollan ramificaciones en dirección vertical. Según la descripción propuesta por Ashton (1975), el sistema radicular asociado a este tipo de especies presenta las siguientes características:

– Pinus radiata D. Don: el 85% de las raíces se encuen-tra dentro de los primeros 50 cm de profundidad. Las raíces verticales que se desarrollan de las ramifica-ciones horizontales producen extensiones o brazos lejanos al tronco, que logran penetrar en el suelo a una profundidad equivalente a la raíz principal. Las longitudes radiculares son mayores a 3.0 m con diámetros máximos superiores a 10.0 cm.

– Eucaliptus globulus: especie de crecimiento muy rápido con una vida relativamente corta. El sistema radicular es superficial con raíces pivotantes a pro-fundidades mayores a 2.0 m. El mayor desarrollo radicular se encuentra entre los 15.0 a 45.0 cm de profundidad y cerca del 96% de las raíces se concen-tra en los primeros 60.0 cm. La longitud de la raíces principales pueden llegar a 8.0 m, con un diámetro promedio de 20.0 cm y pocas raíces secundarias.

En la Figura 3, se observa el sistema radicular y las raíces de las especias arbóreas existentes en el sector en estudio.

3.2 Estimación de la cohesión “aparente” generada por las raíces de los árboles

Para llevar a cabo los análisis de estabilidad de taludes se requiere la estimación de la cohesión “aparente” de las raíces (CR), para la cual existen diferentes me-todologías. Dentro de ellas, se pueden mencionar las siguientes: a partir de ensayos de corte directo realizados in situ a diferentes escalas sobre sistemas suelo-raíz particulares; mediciones del diámetro de las raíces y de su resistencia; “back-análisis” en taludes forestados que presentaron inestabilidades mecánicas; y modelos de resistencia e información de la densidad de las raíces.

A partir de antecedentes bibliográficos y considerando el sistema radiado que presentan las especies arbóreas del sector, se ha adoptado un rango de valores para la cohesión “aparente” de las raíces (CR) comprendido entre 1.0 y 20 KPa, de acuerdo a los valores propuestos por O’Loughlin y Ziemer (1999).

4. Antecedentes empleados y metodología de trabajo

Con el objeto de llevar a cabo los análisis de estabili-dad del talud del sector en estudio, bajo condiciones estáticas y pseudoestáticas, junto con estimar las deformaciones sísmicamente inducidas, fue necesario proceder con la metodología de trabajo que se explica a continuación.

Figura 2. Especies arbóreas predominantes en el talud en estudio




En primer lugar, se llevaron a cabo una serie de visitas técnicas, con el propósito de recopilar información tanto en poder del mandante como aquella disponible en los archivos municipales. A continuación, se realizó una inspección del sitio para definir in situ los trabajos de terreno a desarrollar.

A partir de antecedentes topográficos de la zona en es-tudio, se seleccionaron dos perfiles considerados repre-sentativos de la geometría del talud, determinándose: altura y pendiente del talud; inclinación de los árboles presentes (según su grado de reptación); y, sobrecargas existentes en la cara y/o coronamiento del talud.

Posteriormente, se realizó la exploración del terreno en base a cinco calicatas, distribuidas en los dos perfiles (Figura 4). De ellas se extrajeron muestras de suelo re-presentativas, para efectuar ensayos de caracterización física (granulometrías, límites de Atterberg, contenido de humedad, densidad in situ y densidad relativa) y mecánica (corte directo CD). Adicionalmente, se efec-tuaron ensayos de penetración dinámica con el equipo PANDA. A partir de los resultados obtenidos de estas pruebas, se procedió a la caracterización geotécnica de los suelos presentes.

El estado de compacidad natural y los parámetros geotécnicos de los materiales encontrados en el área de estudio, han sido estimados tanto a nivel super-ficial como en profundidad. Ello, a partir de ensayos de resistencia realizados en laboratorio y de correla-ciones desarrolladas en función de la resistencia por punta (qd) obtenida del ensayo de penetración PANDA (Sanhueza y Villavicencio, 2010).

Figura 3. Raíces de las especies arbóreas existentes en el sector en estudio

Figura 4. Emplazamiento de los puntos de prospección: Perfil 1 puntos de prospección P1, P2, P3, P4 y P10; Perfil 2 puntos de prospección P5, P6, P7, P8 y P9.




5. Investigación geotécnica del terreno

A partir de la campaña geotécnica del terreno realizada para el desarrollo de la investigación, se obtuvieron los resultados que se presentan en la Tabla 1.

En la Figura 5 se muestran los perfiles de resistencia a la penetración de punta (qd) en función de la pro-fundidad en dos puntos de prospección de la zona en estudio (P1 y P3 de la Figura 4).

En la Tabla 2 se presenta un resumen con los valores de la resistencia a la penetración de punta (qd) ob-tenidos del ensayo PANDA y sus correlaciones con el índice de resistencia a la penetración estándar (NSPT) y con el índice a la penetración de cono (NDCPT), para el estrato de duna vieja.

Con los antecedentes obtenidos de la campaña geo-técnica se pudo establecer el siguiente perfil estrati-gráfico de la zona en estudio (Figura 6).

Tabla 1. Resumen de características físicas, estado de compacidad y parámetros resistentes de la zona en estudio

Nombre local

ClasificaciónUSCS

Densidades mínimay máxima

Densidad y humedad in-situ

Densidadrelativa

Ang.fricción (*)

gdmin,(grs/cm3)

gdmáx,(grs/cm3)

gd(grs/cm3)

w(%)

DR% f’

Duna Activa SP 1,48-1,53 1,75-1,80 1,64-1,71 1,6-3,5 56-77 34

(*): el ángulo de fricción ha sido determinado a partir de ensayos de resistencia al corte realizados sobre probetas compactadas a la densidad in situ.

Figura 5. Perfiles de resistencia a la penetración (a) P1 (b) P3

(a) (b)




En relación al estado de compacidad de los materia-les analizados, se identificó un primer estrato (duna nueva) de espesor variable con densidad relativa que fluctuó entre 24% y 73%, alcanzándose un esta-do de compacidad muy suelta a nivel superficial y medianamente densa a densa en profundidad. Su comportamiento mecánico asociado varía desde el tipo contractivo al tipo dilatante. Para profundidades superiores a 6 m, la densidad relativa aumenta pro-gresivamente en profundidad, alcanzando un estado de compacidad medianamente denso a denso. Bajo esta condición el comportamiento mecánico es del tipo dilatante, propio de la duna vieja.

El ángulo de fricción interna en profundidad ha sido estimado a partir de la resistencia de punta normaliza-da (qdN1), considerando la relación propuesta por Díaz y Rodríguez-Roa (2007). Los resultados se muestran en la Tabla 3.

Finalmente, la relación entre la densidad relativa y el ángulo de fricción interna efectivo, se deducen de la Figura 7 (Sanhueza y Villavicencio, 2010).

6. Cálculo de la estabilidad del talud natural en la zona en estudio

6.1 Características de la zona de emplazamiento

A nivel local, la zona de Reñaca se ubica en el borde erosionado de un acantilado costero de 100 a 120 m de altura sobre el nivel medio del mar. El borde inferior de este acantilado está constituido por un angosto remanente, que habría sido una antigua terraza fluvio-marina. La playa se desarrolla entre 0.0 y 6.0 m sobre el nivel medio del mar, aflorando promontorios rocosos solo en el extremo norte.

Figura 6. Estratigrafía de la zona en estudio para los dos perfiles identificados según la Figura 4

Tabla 2. Parámetros de resistencia

Perfilqd

(MPa)NSPT

(golpes/pie)NDCPT

(golpes/pie)

Mínima Máxima Mínima Máxima Mínima Máxima

Nº 1 6,0 9,4 27 40 38 56

Nº 2 6,0 12,6 27 53 38 76




Considerando lo anterior, Musante & Ortigosa (1985) dedujeron que sobre el basamento rocoso yace un espesor de 120 m de sedimentos arenosos acuñados hacia el Este. Los sedimentos ubicados entre 0.0,

80.0 y 100.0 m sobre el nivel medio del mar, son fundamentalmente arenosos y limosos, de color par-do-amarillento de estratificación fina y parcialmente cementados en profundidad.

Tabla 3. Variación del ángulo de fricción efectivo (f’)

Sector Perfil EstratoEspesor medio

(m)Angulo de fricción efectivo, f’ (°)

Mínimo Máximo Promedio

Talud

Nº 1 1 3.0 a 5.0 34 40 37

2 > 5.0 38 40 39

Nº 2 1 3.0 a 5.3 32 39 36

2 > 5.3 32 41 39

Figura 7. Relación %DR y ángulo de fricción efectivo




7. Consideraciones de análisis: hipótesis

Para analizar la estabilidad mecánica de los taludes existentes en el sector en estudio, se han planteado hipótesis de cálculo respecto a la estratigrafía, paráme-tros mecánicos, generación de flujos internos, efecto de las raíces y sobrecargas externas. Algunas de ellas se presentan a continuación:

a) Respecto a la homogeneidad, parámetros mecánicos:

– Se considera una condición de homogeneidad e isotropía, desde el punto de vista físico, en cada uno de los horizontes que conforman la estratigra-fía de los sectores.

– La segunda capa de la “duna nueva”, presenta un comportamiento mecánico puramente friccionante.

– La “duna vieja” presenta un comportamiento me-cánico caracterizado por la fricción y la cohesión por cementación de las partículas de suelo.

– La variación de los parámetros resistentes es el re-sultado del estado de compacidad de los horizontes identificados.

– La variación de la densidad in situ y de los paráme-tros resistentes de los suelos es descrita por una función de distribución del tipo normal.

– A largo plazo se considera la generación de un aumento de los parámetros resistentes de la “duna nueva”, fundamentalmente, relacionado con un aumento del ángulo de fricción interno.

b) En relación al efecto de las raíces:

– Las raíces existentes donde se encuentran emplaza-dos los árboles, generan una “cohesión” adicional.

– La resistencia a la tensión de las fibras individuales de las raíces se moviliza completamente.

– Las raíces no generan un efecto sobre el ángulo de fricción del suelo.

– Todas las raíces fallan de manera simultánea durante el deslizamiento.

– Las raíces son flexibles e inicialmente se encuentran orientadas en dirección perpendicular a la superfi-cie de falla.

7.1 Escenarios de cálculo

Los análisis de estabilidad, tanto en condiciones es-táticas como pseudoestáticas, han sido realizados

considerando dos escenarios de cálculo. El primero de ellos tiene por objetivo analizar la condición de esta-bilidad actual, mientras que el segundo, ha buscado estimar la estabilidad futura de los taludes existentes en la zona en estudio.

En este segundo escenario se ha considerado un even-to sísmico como los terremotos de los años 1906 y 1985; así como también, un aumento del estado de compacidad y de los parámetros resistentes.

7.2 Método de cálculo adoptado

Los análisis de estabilidad de taludes han sido reali-zados utilizando Métodos de Equilibrio Límite (MEL) y procedimientos de cálculo geotécnico clásicos am-pliamente aceptados, tanto por la práctica nacional como internacional. Considerando una condición de homogeneidad de los horizontes existentes en el sector en estudio, las potenciales superficies de deslizamiento serían del tipo “talud” con una morfología aproxima-damente no circular y plana poco profunda, como fue observado en los deslizamientos generados en el sector de Reñaca durante los sismos de julio de 1971 y de marzo de 1985 (Kort, 1985).

A partir de lo anterior, y considerando las recomen-daciones prácticas, la evaluación de la estabilidad de taludes se ha realizado mediante el método de equi-librio plástico-límite bidimensional de Morgensterm-Price, para condiciones estáticas y sísmicas (análisis pseudoestáticos), en conjunto con el método de op-timización geométrica de la potencial superficie de deslizamiento y de la definición de la zona mecánica-mente más inestable.

Para la estimación de los potenciales desplazamientos de masa, asociados a las superficies de deslizamiento críticas, se ha empleado el método propuesto por Jibson (2007) desarrollado a partir del modelo de bloque deslizante de Newmark (1965).

7.3 Factor de seguridad adoptado

El factor de seguridad considerado como aceptable en estos casos, según el coeficiente sísmico de dise-ño, ha sido el sugerido por Hynes y Franklin (1984), perteneciente a la banda de valores propuesta por Dismuke (2002). Los valores mínimos adoptados para F.S se encuentran entre 1.0 y 1.1. Por lo tanto, cada vez que la aceleración máxima generada por un sismo sea superior al coeficiente sísmico seleccionado, se producirían fallas intermitentes y desplazamientos en la masa de los taludes, los cuales no darían origen a patologías ni alterarían el adecuado comportamiento mecánico a nivel global.




7.4 Aceleración sísmica y coeficiente sísmico

A partir del mapa de aceleraciones máximas propues-to por el Earthquake Hazards Program de la USGS (United States Geological Survey), y de las relaciones de atenuación propuestas por Ruiz y Saragoni (2005), se han estimado a corto y largo plazo los valores de aceleración (amax) de 0,3g y 0,4g, respectivamente.

Como criterio de selección del coeficiente sísmico de diseño (C.S), se ha considerado que la aceleración máxi-ma producida por un sismo, generalmente, actúa en fracción de segundos y, una vez que se ha producido el desplazamiento de la masa, esta es movilizada con una aceleración menor que la máxima generada por el sismo. La experiencia recomienda considerar en los análisis de estabilidad, bajo condiciones sísmicas, un C.S correspondiente a una fracción de la aceleración máxima.

Para la selección del C.S se deben considerar otros factores, tales como: la magnitud de la masa potencial-mente deslizante; las consecuencias que provocarían deformaciones excesivas; y, deslizamientos en las zo-nas bajas de los taludes. A partir de lo anterior, el C.S empleado en los análisis ha sido igual a 0.15 y 0.20 para los análisis a corto y largo plazo, respectivamente.

7.5 Cálculo de la estabilidad del talud natural

Los análisis de estabilidad han sido realizados en los sectores considerados como más desfavorables desde el punto de vista mecánico, los cuales además, se en-cuentran directamente relacionados con la inclinación y longitud máxima de dichos taludes en el sector en estudio. El emplazamiento de los perfiles seleccionados se presenta en la Figura 8.

En las Figuras 9 a 11 se muestran los esquemas repre-sentativos de cada perfil, considerando la estratigrafía de los suelos estimada a partir de los antecedentes reco-pilados y de las señales penetrométricas, las cuales han sido obtenidas de los ensayos de penetración PANDA.

Los parámetros geotécnicos de entrada han sido de-finidos considerando los resultados obtenidos en los ensayos de resistencia al corte realizados en laborato-rio y las estimaciones realizadas en profundidad de la resistencia de punta (qd) normalizada (1.0 atm). Los valores obtenidos han sido contrastados con antece-dentes recopilados de la bibliografía especializada, correspondiente a la caracterización geotécnica de las dunas de Reñaca (Kort, 1985; Musante y Ortigosa, 1985; Aguirre et al., 1986).

En relación a la variabilidad de los parámetros mecánicos de los suelos existentes, esta ha sido considerada de

Figura 8. Emplazamiento de perfiles geométricos de cálculo

Figura 9. Esquema perfil geométrico de cálculo “Perfil Nº 1”

manera estimativa mediante un análisis estadístico de los parámetros estimados en profundidad y la adapta-ción de una ley de distribución teórica del tipo normal.

De esta manera, para cada uno de los estratos identifi-cados, han sido estimados los valores que se presentan en la Tabla 4, los cuales corresponden a los parámetros que se han empleado en los análisis a corto plazo de la estabilidad mecánica de los taludes.






Tabla 4. Resumen de parámetros geotécnicos por cada perfil

Perfil 1

EstratoDensidad in situ

gt (ton/m3)Ángulo de fricción

efectivo, f’ (º)Cohesión

(Kpa)

Mín. Máx. Media Mín. Máx. Media Mín. Máx. Media

1 1,51 1,67 1,59 31 33 32 10 12 11

2 1,68 1,78 1,73 34 40 37 – – –

3 2,1 2,30 2,20 37 40 33 100 200 150

Perfil 2




(Kpa)


1 1,51 1,67 1,59 31 33 32 10 12 11

2 1,68 1,78 1,73 34 39 36 – – –

3 2,1 2,30 2,20 38 40 39 100 200 150

Perfil 3




(Kpa)


1 1,51 1,67 1,59 31 33 32 10 12 11

2 1,68 1,78 1,73 34 39 36 – – –

3 2,1 2,30 2,20 38 42 40 100 200 150




Considerando los antecedentes anteriormente descri-tos, se procedió al cálculo de la estabilidad del talud para los distintos escenarios.

En el primer escenario se consideró el método de Morgensterm-Price, a partir del cual se obtuvo una superficie potencial de falla como la que se muestra en la Figura 12. Los FS obtenidos en condiciones está-ticas para la superficie crítica de deslizamiento están comprendidos entre 1,332 y 1,433; mientras que, para la zona de análisis, entre 1,332 y 2,032.

Bajo condiciones sísmicas a nivel global, los factores de seguridad que se han obtenido para la superficie crítica han sido iguales o superiores a la condición de equilibrio límite (F.S > 1,0). En relación a la zona de

análisis, los valores se encuentran comprendidos entre 1,00 y 1,703.

Los resultados que se han obtenido de los análisis de estabilidad de taludes realizados bajo condiciones es-táticas y sísmicas (pseudoestáticas), para cada uno de perfiles de cálculo definidos en los sectores en estudio, se presentan en la Tabla 5.

Para el segundo escenario se consideró el método de Morgensterm-Price, a partir del cual se obtuvo una superficie potencial de falla como la que se muestra en la Figura 13, con lo cual se obtuvo un factor de seguridad en condiciones estáticas para la superficie crítica de deslizamiento entre 1,471 y 1,545; mientras que, para la zona de análisis, entre 1,471 y 1,904.

Figura 12. Superficie crítica potencial de deslizamiento. Perfil 1. Escenario 1 condiciones estáticas

Figura 13. Superficie crítica potencial de deslizamiento. Perfil 1. Escenario 2 condiciones estáticas

Tabla 5. Resultados análisis estabilidad de taludes. Condición estática y sísmica. Escenario 1

Perfil Condición

Factor de Seguridad. Escenario de cálculo Nº 1

Zona de análisis Superficie crítica

Mín. Máx. Mín. Máx. MediaDesv.

estProb. de falla (%)

Índicefiabilidad

1 Estática 1,412 1,812 1,412 1,452 1,433 0,006 10-5 75,55

Sísmica 1,055 1,455 1,055 1,086 1,070 0,004 10-5 16,01

2 Estática 1,332 2,032 1,332 1,362 1,348 0,005 10-5 76,94

Sísmica 1,003 1,703 1,003 1,030 1,020 0,003 10-5 4,77

3 Estática 1,405 1,434 1,405 1,434 1,419 0,005 10-5 89,30

Sísmica 1,042 1,456 1,042 1,067 1,056 0,003 10-5 17,00




Bajo condiciones sísmicas a nivel global, los factores de seguridad que se han obtenido para la superficie crítica han sido iguales o superiores a la condición de equilibrio límite (F.S > 1,0). En relación a la zona de análisis, los valores se encuentran comprendidos entre 1,025 y 1,742.

Los resultados que se han obtenido de los análisis de estabilidad de taludes realizados bajo condiciones es-táticas y sísmicas (pseudoestáticas), para cada uno de perfiles de cálculo definidos en los sectores en estudio, se presentan en la Tabla 6.

8. Análisis de resultados

A partir de los resultados obtenidos de la simulación de Monte Carlo realizada para cada perfil de cálculo, se ha podido concluir que a corto plazo (escenario 1) la probabilidad de falla global de los taludes analizados

sería prácticamente nula, considerando las hipótesis y criterios de cálculo adoptados.

El adecuado comportamiento mecánico de los taludes existentes en el sector en estudio se vio reflejado du-rante el terremoto del 3 de marzo de 1985, ya que no se generaron deslizamientos sísmicamente inducidos.

La morfología de las superficies de falla obtenidas representa mecanismos de falla típicos para los talu-des existentes en el sector en estudio, caracterizados por superficies semiplanas del tipo “talud”, las que se generarían dentro del estrato correspondiente a la “duna nueva”.

En relación a la influencia de los árboles existente so-bre la estabilidad de los taludes, esta se ha traducido en una disminución en la generación de deslizamien-tos superficiales o poco profundos. En efecto, los sistemas radiculares de las raíces de los árboles han

Tabla 6. Resultados análisis estabilidad de taludes. Condición estática y sísmica. Escenario 2

Perfil Condición

Factor de Seguridad. Escenario de cálculo Nº 2

Zona de análisis Superficie crítica

Mín. Máx. Mín. Máx. MediaDesv.

estProb. de falla (%)

Índicefiabilidad

1Estática 1,504 1,904 1,504 1,545 1,527 0,006 10-5 86,94

Sísmica 1,025 1,425 1,025 1,057 1,042 0,004 10-5 10,83

2Estática 1,471 1,507 1,471 1,507 1,487 0,005 10-5 92,07

Sísmica 1,043 1,742 1,043 1,066 1,053 0,003 10-5 15,45

3Estática 1,503 1,903 1,503 1,538 1,518 0,005 10-5 110,7

Sísmica 1,023 1,423 1,023 1,044 1,034 0,003 10-5 11,08

Estimación de deslizamientos sísmicamente inducidos. Escenario 1

Sector PerfilTalud medio

F.SAcel. de fluencia

Acel. Máxima ay/

amaxDesplazamientos (cm)

(º) Estático ay (g) amax (g) Mín. Medio Máx.

Talud

1 33 1,412 0,227 0,3 0,567 0,1 0,3 0,9

2 39 1,332 0,209 0,3 0,522 0,2 0,5 1,6

3 34 1,405 0,226 0,3 0,564 0,1 0,3 0,9




formado una armadura de fibras entrelazadas ligadas íntimamente a la matriz del suelo, que ha reforzado su estructura e incrementado su resistencia al desli-zamiento. Además, éstos han minimizado la acción erosiva tanto del viento como de las aguas lluvias, estabilizando superficialmente los suelos existentes en la zona en estudio.

En relación al escenario 2, los resultados obtenidos a partir de la simulación de Monte Carlo realizada para cada perfil de cálculo, indican que la probabilidad de falla a largo plazo de los taludes analizados sería prác-ticamente nula. Todo ello bajo las hipótesis y criterios de cálculo que se han adoptado en este escenario de análisis.

8.1 Estimación de desplazamientos sísmicamente inducidos

Con el objetivo de realizar una estimación de las de-formaciones sísmicamente inducidas que se podrían generar en los taludes del sector en estudio para el escenario 1, considerando las actuales condiciones de estabilidad, se ha adoptado para el análisis la relación propuesta por Jibson (2007) expresada en función de la aceleración de fluencia (ay), correspondiente al valor de la aceleración sísmica que reduce el factor de se-guridad a la unidad. Esta relación ha sido desarrollada a partir del modelo del bloque deslizante propuesto por Newmark (1965). Las hipótesis que se han consi-derado para la estimación de las deformaciones han sido las siguientes:

– La masa potencialmente deslizante corresponde a un bloque rígido.

– La resistencia al corte del suelo es igualmente mo-vilizada en el plano potencial de deslizamiento.

– La superficie potencial de deslizamiento se encuen-tra claramente definida.

– La aceleración de fluencia es constante.

A partir de los resultados obtenidos, considerando el escenario sísmico, se ha podido concluir que los desplazamientos de masa estimados a nivel global en el sector estudiado, se traducirían en deformaciones mínimas que no comprometerían el comportamiento mecánico global de los taludes (Tabla 6). Lo anterior ha sido posible considerando las hipótesis y los cri-terios de análisis establecidos en el primer escenario de cálculo.

Considerando el escenario sísmico establecido para evaluar la estabilidad mecánica a largo plazo (esce-nario 2), a partir de los resultados obtenidos, se ha podido concluir que los desplazamientos de masa estimados a nivel global en el sector en estudio, se podrían traducir en deformaciones mínimas que no comprometerían el comportamiento mecánico global de los taludes (Tabla 7), considerando las hipótesis y los criterios de análisis en este segundo escenario de cálculo.

Es importante señalar que, el análisis de la estabilidad mecánica de los taludes a largo plazo, ha sido realizado considerando que los suelos constituyentes del estrato denominado “duna nueva”, podrían experimentar un aumento en el estado de compacidad y en los pará-metros resistentes, condición que debe ser verificada a futuro.

9. Conclusiones

A partir de los resultados que se han obtenido de los análisis realizados, se ha podido concluir que el sector en estudio presentaría, actualmente, una adecuada condición de estabilidad mecánica a corto plazo (FS > 1), condición que se podría mantener a largo plazo siempre y cuando se confirmen las hi-pótesis y criterios de cálculo que se han adoptado en este estudio.

Tabla 7. Estimación de deslizamientos sísmicamente inducidos. Escenario 2

Sector PerfilTalud medio F.S Acel. de

fluenciaAcel.

Máxima ay/amax

Desplazamientos (cm)

(º) Estático ay (g) amax (g) Mín. Medio Máx.

Talud

1 33 1,504 0,278 0,4 0,694 0,2 0,5 1,7

2 39 1,471 0,296 0,4 0,741 0,1 0,3 1,0

3 34 1,503 0,281 0,4 0,701 0,1 0,5 1,6




El adecuado comportamiento bajo condiciones sísmi-cas de los taludes analizados, se vio reflejado durante el terremoto del 3 de marzo del año 1985 al no ge-nerarse deslizamientos de masa, como los que fueron observados en una serie de taludes pertenecientes al campo de dunas existente en el sector de Reñaca (Kort, 1985; Musante y Ortigosa, 1985). Este apropiado comportamiento mecánico se podría atribuir a la con-figuración geométrica que presentan los taludes y a la construcción de convenientes sistemas de contención.

Por otra parte, los árboles existentes pueden disminuir considerablemente la generación de deslizamientos poco profundos o superficiales, debido, principalmen-te, a la acción de sus raíces que actúan como un siste-ma de refuerzo, aumentando la resistencia al corte del suelo dentro de los primeros metros de profundidad. Además, la presencia de los árboles tiende a minimizar la acción erosiva del viento y de las aguas lluvia, lo que conlleva a una disminución del movimiento del estrato denominado “duna nueva”.

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The spanish construction

sector under gender

perspective. Analysis of

working conditions.

El sector español de la construcción bajo la perspectiva de género. Análisis de las condiciones laborales

Autores

Fecha de recepción


11/11/2011

11/01/2012

INFANTE, M. Universidad de Sevilla, [email protected] Sevilla, España

ROMÁN, M. Universidad de Sevilla, [email protected] Sevilla, España

TRAVERSO, J. Universidad de Sevilla, [email protected] Sevilla, España



páginas: 32 - 43 ] Perea, M. - Onsalo, M. - Cortés, J. [

Abstract

Resumen El trabajo analiza la situación laboral de la mujer en el sector de la construcción en España. Siendo el nivel de ocupación de la mujer significativamente inferior y diferente al del hombre, son diversas las circunstancias que lo explican: fac-tores endógenos y exógenos a la orga-nización; oscilaciones en las tendencias de elección ocupacional; y el núcleo reducido de ocupaciones donde siguen moviéndose las mujeres.

Se estudian las desigualdades por ra-zón de género, estudiando los cambios

The paper analyzes the employment status of women in the construction sector in Spain. The level of employment of women is s ignif icantly low and different compared to men, there are several circumstances that explain it: endogenous and exogenous factors to the organization, fluctuations in the trends of occupational choice, and the small core of occupations where women are still moving.

Examines the gender inequal i t ies, studying the changes in the sector in

recent years and the current situation. Also it examines the feminization rate by the sector and the distr ibution of women by different sectors of activity. This allows us to glimpse the existence of barriers to women’s access to the building industry. Barriers not only access but also referring to the difference in role and job stabil ity, reflected by the rate of temporary employment.

acaecidos en el sector en los últimos años y la situación actual. También exa-mina el índice de feminización del sec-tor, así como la distribución de mujeres en los distintos sectores de actividad. Todo ello permitirá vislumbrar la exis-tencia de barreras para el acceso de la mujer al sector de la construcción. Barreras no solo referidas al acceso sino también a la diferencia de rol y a la es-tabilidad laboral, reflejada por el índice de temporalidad.

Keywords: construction, gender, working conditions.

Palabras clave: Sector construcción, género, condiciones laborales.



páginas: 32 - 43] Perea, M. - Onsalo, M. - Cortés, J. [

1. Introducción

La elección del sector de la construcción, como objeto de análisis del presente trabajo, se sustenta en el im-portante papel que ha jugado en nuestra economía a lo largo de las dos últimas décadas. De esta manera podemos destacar la significativa contribución al PIB nacional, teniendo una evolución del 7,5% en el año 2000 al 10,0% en 2009 (ofreciendo el punto álgido en 2006 con el 10,8%), se debe recordar que la media en países de la zona euro es del 5,8% (Fuentes I.N.E. y Eurostat).

Otro dato relevante es el volumen de población ocu-pada que ha venido absorbiendo durante los años de boom inmobiliario y la drástica caída de la actividad con la posterior crisis económica.

Además, se caracteriza por la descentralización de la estructura empresarial. El sector de la construcción ha pasado de un modelo donde las grandes corporaciones aglutinaban todos los oficios, y eran bastantes esca-sas las contrataciones externas, a una especialización profesional en la que las empresas de construcción se subdividen y reparten el trabajo mediante múltiples contrataciones. En la actualidad las grandes compañías actúan como gestoras, cediendo partes del proyecto a otras empresas menores que a su vez subcontratan con terceros para los diferentes servicios. Esta descen-tralización conlleva, a su vez, una gran fragmentación empresarial donde podemos apreciar, al clasificar las empresas según el tamaño de la plantilla, que el peso de las PyMES es fundamental, especialmente las mi-croempresas (de 1 a 9 trabajadores/as), que según los últimos datos publicados por el Ministerio de Fomento en la Estadística de la Estructura de la Industria de la Construcción en 2008 (Ministerio de Fomento, 2010) representaban el 42,27% del total de empresas, con un total de 713.207 trabajadores/as. Solo aproxima-damente el 3,5% de las empresas tienen 20 o más trabajadores/as.

En la construcción conviven, por tanto, empresas de características muy dispares tanto en el tamaño de la plantilla como en su posición e iniciativas estratégicas (Martín, R. y González, J., 2010).

Siendo interesante conocer estos datos del sector dada su relevancia económica, en el trabajo que presentamos hemos dado un paso más abordándolo desde el campo de lo social. Hemos incorporado la perspectiva de género como criterio de análisis. La finalidad del enfoque integrado de género es el logro de la igualdad entre mujeres y hombres, y supone gestionar la eliminación de las desigualdades de género y el establecimiento de la igualdad en todos

los órdenes y niveles de la gestión organizacional e institucional.

Aplicar la perspectiva de género al sector de la cons-trucción, concretamente a las condiciones laborales existentes en él, nos ha revelado un escenario en el que la segregación horizontal y vertical, la dificultad de acceso de la mujer al empleo, y la existencia de ba-rreras y desigualdades en la situación profesional y en las condiciones de contratación están aún presentes.

Para el desarrollo del trabajo hemos seguido el si-guiente esquema: en primer lugar hemos fijado el objetivo y la metodología a emplear; posteriormente hemos aplicado la perspectiva de género al análisis de las condiciones laborales del sector, concretamente al empleo, la situación profesional y las condiciones de contratación, obteniendo los resultados del trabajo; y para finalizar exponemos las principales conclusiones y una propuesta de discusión.

2. Objetivo y metodología

El objetivo del presente trabajo es analizar las condi-ciones laborales en el sector de la construcción a nivel nacional bajo la perspectiva de género. Concretamente son tres los parámetros en los que centramos el análi-sis: el empleo, la situación profesional y las condicio-nes de contratación, y dentro de éstas estudiamos la estabilidad laboral de mujeres con respecto a hombres a través del índice de temporalidad, así como las dife-rencias salariales. Con ello pretendemos confirmar o desechar la siguiente hipótesis: “Aunque la igualdad entre mujeres y hombres sea un hecho a nivel formal/de jure, a la igualdad real todavía le queda un gran recorrido ya que las desigualdades entre mujeres y hombres (brecha de género) aún son bastante eviden-tes en el mundo en general, y en la sociedad española en particular” (Quesada, 2009).

La incorporación del género1como categoría analí-tica, nos permite aprender, indagar e interpretar las diferencias y desigualdades entre mujeres y hombres

1 La noción de género gira alrededor de la idea de que “lo femenino” y “lo masculino” no son hechos naturales o bio-lógicos, sino construcciones culturales. Al hablar de género se hace referencia a un sistema de relaciones sociales que establece normas y prácticas sociales para los hombres y las mujeres, y a un sistema de relaciones simbólicas que proporciona ideas y representaciones (Jiménez y Martínez, 2010).



] Perea, M. - Onsalo, M. - Cortés, J. [

dentro del contexto del sector de la construcción. Es por ello que hayamos buscado, detectado y anali-zado las diferencias, y también las similitudes entre mujeres y hombres, ubicando los métodos y técnicas de la investigación en un marco comparativo de las situaciones entre ambos sexos para identificar posibles desequilibrios o desigualdades. Buscamos, por tanto, identificar sesgos sexistas y brechas de género, que contribuyan con ello a un conocimiento de la realidad más amplio, completo y válido.

Para el análisis, fundamentalmente descriptivo, hemos utilizado los datos publicados en estadísticas oficiales de diferentes fuentes desagregándolos por sexo y, en la medida de lo posible hemos aplicado medidas sintéticas y relacionales que permitan analizar las dife-rencias (o similitudes) y las distancias entre los sexos. Hemos calculado las “brechas”2, es decir, indicadores básicos para posteriores análisis de género de las des-igualdades en el sector de la construcción.

3. Resultados de las condiciones laborales en el sector de la construcción

bajo la perspectiva de género

Los principales resultados obtenidos los presentamos atendiendo a las variables examinadas en el presen-te trabajo: el empleo, la situación profesional, y las condiciones de contratación, analizando la estabilidad laboral de mujeres con respecto a hombres a través del índice de temporalidad, así como las diferencias salariales.

3.1 El empleo en el sector de la construcción

El sector de la construcción como fuente de empleo ha sido el más dinámico en los últimos años, pasando de apenas 1.200.000 personas empleadas en 1996 a casi 2.700.000 en 2007, momento en el que alcanza su nivel máximo. Es a partir de este año en el que, en consonancia con la crisis económica y financiera en la que se ve sumido el país, se produce una pérdida importante de puestos de trabajo, reduciéndose el volumen de ocupados a 1.650.800 personas en el año 2010, representando así el 8,94% de la población ocupada del país (Tabla Nº 1 y Gráfico Nº 1).

2 Normalmente las brechas de género o entre los sexos se construyen según la diferencia (restando las tasas o propor-ciones correspondientes a mujeres y a hombres) o la razón (cociente entre porcentajes o tasas).

Tabla 1. Personas ocupadas sector de la construcción. Periodo 2001-2010 3

3

AñoPersonas ocupadas

Variación valor absoluto

Variación porcentual

2001 1.876.200 – –

2002 1.980.200 104.000 5,54

2003 2.101.600 121.400 6,13

2004 2.253.200 151.600 7,21

2005 2.357.200 104.000 4,62

2006 2.542.900 185.700 7,88

2007 2.697.300 154.400 6,07

2008 2.453.400 –243.900 –9,04

2009 1.888.300 –565.100 –23,03

2010 1.650.800 –237.500 –12,58

Fuente: Elaboración propia a partir del “Anuario Estadístico de España 2009 y 2010” (7) y datos EPA 2010.(8) INE.

Para valorar la presencia de la mujer en el sector de la construcción se debe recurrir al valor que adquiere el Índice de Feminización4 (I.F.) respecto de las personas ocupadas y su comparación con el valor del mismo en el resto de sectores. En este sentido indicar que, en 2010, con 137.300 mujeres ocupadas en el sector, el I.F. de la construcción es de tan solo del 9,07%, frente a 115,59% que adquiere la ratio para el sector servicios como sector más feminizado (Gráfico Nº 2).

Tradicionalmente la construcción ha sido una activi-dad relacionada con la fortaleza física y por lo tanto, según la educación recibida, con el hombre. Prueba de ello es la alta masculinización que ha presentado

3 Se debe tener en cuenta que a partir del año 2009 se aplica una nueva clasificación de actividades económicas según el INE.

4 El Índice de Feminización es el cociente expresado en % entre el número de mujeres y número de hombres.




conocida con el nombre de segregación ocupacional del mercado de trabajo por sexos, la cual conlleva causas complejas, históricas, sociales, culturales, edu-cacionales, etc. (Gil, 2005).

A pesar de lo desalentador de este dato, estudiando los cambios producidos en los últimos años y compa-rándolo con el resto de sectores, observamos que es el sector construcción el que presenta la evolución más positiva, de forma más acusada aún a partir del año 2008 hasta el año 2010, donde la agricul-tura reduce su índice de feminización y servicios e industria prácticamente lo mantienen (Tabla Nº 2). En la línea de esta reflexión, apuntar que, aun con la evolución producida, la participación de la mujer en la construcción parte de unos niveles tan bajos que la brecha de género sigue siendo muy alta, por lo que hablar en términos de igualdad aún queda muy lejos para este sector. Por ejemplo en el último quinquenio (2005/2010), la presencia de la mujer ha pasado de un 5,39% del total de ocupados/as del sector a un 8,32%, siendo la brecha de género para 2010 de un 83,37%.

La explicación a esta masculinización del sector la podemos encontrar en la visión tradicional, anclada en el determinismo biológico (Le Feuvre, 2000) que considera la existencia de dos sexos, explícita y ta-jantemente diferenciados, y como compartimentos estancos, entendiendo que el comportamiento de los miembros de cada sexo está fuertemente condicionado o predeterminado por su diferencia esencial genético-biológica. De esta manera, el proceso de socialización diferencial explicaría la asignación de roles y espacios sociales en función de unas supuestas capacidades naturales para cada uno de los sexos. Así, este proceso por el cual desde que nacemos se nos atribuyen carac-terísticas, actitudes, comportamientos, pensamientos, sentimientos, etc. según nuestro sexo, evidencia las relaciones de poder entre los sexos y se expresan a través de los prejuicios y los roles de género estereoti-pados asignados a un sexo u otro; de manera que dicho proceso defendería que hay trabajos u oficios que un hombre puede hacer y que una mujer no, y viceversa.

La distinta forma de concebir a mujeres y hombres condiciona la participación de mujeres y hombres en el mercado laboral, haciendo que tanto unas como otros tengan un acceso restringido a según qué ocupaciones y/o sectores (Suárez, 2004), conformándose de este modo sectores fuertemente masculinizados, como el de la construcción, y otros claramente feminizados como el sector servicios. A su vez, tiene su reflejo en todos y cada uno de los ámbitos de desarrollo personal y social, adquiriendo especial relevancia en la esfera de lo laboral por haberse convertido el empleo en puerta de acceso a todos los derechos sociales y, por tanto,

Gráfico nº 1. Personas ocupadas sector de la construcción. Periodo 2001-2010

20011.500.000

1.700.000

2.000.000

2.250.000

2.500.000

2.750.000

2002 2003 2004 2005 2006 2007 2008 2009 2010

Nº Personas ocupadas en la construcción

Fuente: Elaboración propia a partir del “Anuario Estadístico de España 2009 y 2010”y datos EPA 2010. INE.

Gráfico nº 2. Índice de feminización por sectores de actividad, año 2010

Fuente: Elaboración propia a partir de los datos ofrecidos por el INE. Encuesta de Población Activa. Año 2010.

el sector y que, tal y como hemos visto, sigue presen-tando. Podemos afirmar que se trata del sector más masculinizado.

Esta concentración de un sexo en un sector de ac-tividad y la ausencia o escasa presencia del otro, es




en factor determinante en los procesos de exclusión social” (Echevarría y Larrañaga, 2004).

Los datos hasta aquí expuestos ponen de manifiesto que la segregación ocupacional femenina en el sector de la construcción sigue existiendo a pesar del avan-ce en la incorporación, mantenimiento y promoción en el mercado laboral que han tenido las mujeres en los últimos diez años. Pero esta incorporación no ha sido fácil, en parte debido a la dificultad intrínseca del propio mercado laboral, en el que se conjugan la búsqueda de la igualdad con valores, conductas y actitudes muy masculinizados. Desde una perspectiva histórica, las mujeres, a pesar de sus conquistas y de su cada vez mayor presencia en el mercado laboral, son prácticamente unas recién llegadas (Secretaría de la mujer de CC.OO-A y U.G.T.-A, 2004).

Considerando la distr ibución de las mujeres en los distintos sectores de producción, apreciamos (Gráfico Nº 3) que de todas las mujeres ocupadas en España en 2010, no llega al 2% el total de aquellas que han querido o podido acceder a un puesto de tra-bajo dentro del sector construcción, lo que pone aún más en evidencia lo meramente testimonial que es la participación de la mujer en este sector de actividad.

El sector servicios es el principal aglutinador de em-pleo femenino con el 87,99%. Por tanto, entendemos que existen barreras intrínsecas y extrínsecas de carác-ter cultural y educacional que siguen condicionando el acceso laboral de las mujeres a los distintos sectores, y en consecuencia generando una profesionalización segregada.

Todo lo expuesto nos lleva a que la ocupación de las mujeres sigue siendo muy desigual respecto a la de los hombres, haciendo que ambos sexos presenten desigual distribución por sectores y ramas de actividad, con distintas tendencias de elección ocupacional para uno y otro sexo, y que el núcleo de ocupaciones en el que está presente la mujer aún siga siendo reducido.

3.2 Situación profesional en el sector de la construcción

Otro aspecto significativo de la participación de la mujer en el sector, es el rol que desempeña en él. Teniendo en cuenta la clasificación de la situación profesional que realiza la EPA (Tabla Nº 3), son varias e interesantes las desigualdades entre hombres y mu-jeres que podemos extraer.

Gráfico Nº 3. Distribución del empleo femenino según sector económico, media anual de 2010

1,68%7,83% 2,50%

87,99%

ServiciosConstrucción

IndustriaAgricultura

Fuente: Elaboración propia a partir de los datos ofrecidos por el INE. Encuesta de Población Activa. Año 2010.

Tabla 2. Índice de feminización por sectores de actividad, años 2008-2010

IF Agricultura Industria Construcción Servicios

2008 37,01 32,28 7,55 114,62

2009 35,21 32,52 8,30 115,80

2010 34,74 32,43 9,07 115,59

Fuente: Elaboración propia a partir de los datos ofrecidos por el INE. Encuesta de Población Activa. 2008-2010.




este caso no alcanza el 0,5%). Este dato revela una realidad en la que la mujer, una vez más, asume un papel secundario dentro de la construcción, ya que es habitual que en las empresas familiares aparezca como titular de la misma el padre o marido de la trabajadora, y esta desempeñe labores menos reconocidas pero igualmente necesarias.

Situando el foco de análisis en los datos ofrecidos para “los asalariados/as del sector público”, estos dan un giro significativo. En este epígrafe la propor-ción de mujeres es más del doble que la de hombres. Buscando las posibles razones, podemos encontrar que el acceso al puesto de trabajo se lleva a cabo de un modo más objetivo, igualitario y controlado, donde la selección de personal suele realizarse por bolsas de trabajo, concursos de méritos u oposiciones, es decir, se compite en igualdad de condiciones sin ningún tipo de limitaciones, condicionamientos o prejuicios. Otra razón pudiera ser que la mujer apueste más por el trabajo en la función pública debido a las garantías laborales que ésta presenta en cuanto a estabilidad y seguridad, especialmente en lo referente a cuestiones de maternidad y conciliación de la vida familiar, aun renunciando a la posibilidad de optar por mayores ingresos económicos en el sector privado.

Igualmente resulta significativo analizar, de manera comparativa, el papel desempeñado por la mujer en los diferentes sectores de actividad (Gráfico Nº 4). En este caso una de las cuestiones más llamativas hace referencia a su rol como empleadora. Observados los datos ofrecidos en la gráfica vemos cómo es en el sector de la construcción donde la mujer tiene, en valores relativos dentro de cada sector, un peso mayor (7,56%), valor que duplica al del siguiente sector: agricultura 3,78%. Algo por debajo quedan servicios e industria con un 3,50% y 2,86% respectivamente. Una conclusión que podemos extraer de estos datos es que la mujer necesita ser la que lidere el proyecto empresarial para poder tener presencia en el sector, es decir, se ve “empujada” a crear su propia empresa para tener cabida en el sector de la construcción.

3.3 Condiciones de contratación del sector de la construcción

Situando el foco de análisis en las condiciones de contratación del sector hay que destacar, en primer lugar, su alto índice de temporalidad, con un valor superior al 65% para el año 2001. Ha existido una tendencia positiva en cuanto a este dato, pues se ha producido una reducción paulatina de dicho índice, posiblemente debido a que las condiciones favorables del mercado permitían que las empresas incrementaran el número de puestos de trabajo indefinidos en sus

Tabla Nº 3. Distribución porcentual según sexo y situación profesional de personas ocupadas en el sector

de la construcción, año 2010

Sector Construcción Mujeres Hombres

Trabajador/a por cuenta propia total 20,03% 25,92%

Empleador/a 7,56% 9,40%

Empresario/a sin asalariado/a o trabajador/a independiente 6,08% 15,96%

Miembro de cooperativa 0,16% 0,13%

Ayuda familiar 6,24% 0,44%

Asalariados/as total 79,97% 74,08%

Asalariados/as sector público 1,13% 0,51%

Asalariados/as del sector privado 78,85% 73,57%

Fuente: INE. Encuesta de Población Activa. Media anual. Año 2010.

La primera gran diferencia la encontramos a nivel de “empleador/a” y “empresario/a sin asalariado/a o trabajador/a independiente”. Los dos epígrafes conjuntamente suman el 13,64% en el ámbito de la mujer y el 25,36% para los hombres. Esta diferencia, de 11,72 puntos porcentuales, permite vislumbrar la existencia de una segregación vertical en el sector que impide a la mujer alcanzar estos roles.

Centrándonos, de manera exclusiva, en el epígrafe de “empresario/a sin asalariado/a o trabajador/a in-dependiente” podemos observar que el porcentaje de hombres es 2,6 veces superior al de mujeres. Ante esta realidad podríamos pensar que o bien el hombre tiene un mayor carácter emprendedor y es capaz de asumir el riesgo de establecerse como trabajador autónomo, o la mujer encuentra más dificultades para desarrollar este papel dentro del sector.

Otra diferencia notoria se observa en el apartado de las personas que trabajan en el sector bajo el epígrafe de “ayuda familiar”. Este apartado representa para las mujeres ocupadas el 6,24% de los empleos del sector, siendo catorce veces inferior para los hombres (en




plantillas, y posteriormente, con la contracción del sector se prescindiera en primera instancia de los con-tratados temporales. Es a partir de este hecho donde la reducción del índice de temporalidad se produce de una forma más acusada, pasando de un valor que se establecía alrededor del 60% en 2007 al 41,65% para el año 2010.

Para el conjunto de trabajadores/as del sector, el índice de temporalidad se ha venido reduciendo de forma constante en los últimos años (Tabla Nº 4). Por sexos observamos que los datos son favorables a las mujeres, pues no solo han sufrido menos temporalidad en sus empleos en los últimos años, sino que además, su índice se ha reducido de forma más acentuada en comparación con el de los hombres, habiendo aumen-tado el diferencial en los últimos tres años de manera favorable para la mujer en 2,72 puntos porcentuales. Opinamos que en este hecho puede verse reflejado el mayor nivel de formación que tienen las mujeres ocupadas en este sector, de manera que la mayoría de estas tiendan a ocupar puestos técnicos o similares en lugar del de obreras, formando parte de una estructura más estable dentro de la empresa. Un estudio realizado en la Comunidad Autónoma Andaluza (Torres, Matus, Calderón, y Gómez, 2010) revela que prácticamente el

50% de las mujeres trabajadoras del sector están en posesión de un título de educación superior o docto-rado, mientras que más del 75% de los hombres no ha alcanzado los estudios de educación secundaria de segunda etapa.

Para finalizar analizamos las diferencias salariales según los últimos datos publicados por el INE en

Gráfico Nº 4. Porcentaje de empleadoras según sector económico

0,00%

3,78%

2,86%

7,56%

3,50%

4,00%2,00% 6,00% 8,00%

Servicios Construcción Industria Agricultura

Fuente: Elaboración propia a partir de los datos ofrecidos por el INE. Encuesta de Población Activa.Año 2010.

Tabla Nº 4. Índice de temporalidad de asalariados/as en el sector de la construcción. Años 2008-2010

AñoÍndice de temporalidad

Mujeres Hombres

2008 26,84% 50,78%

2009 19,36% 44,58%

2010 17,37% 44,03%

Fuente: Elaboración propia a partir de los datos ofrecidos por el INE. Encuesta de Población Activa. 2008-2010.




“Mujeres y Hombres en España 2011”. En primer lugar, y como reflexión de carácter general sobre el estudio, hay que mencionar que la función de distribu-ción salarial presenta como característica la presencia de muchas más personas en valores bajos de las tablas salariales que en los salarios más elevados. Este hecho da lugar a que el salario medio sea superior tanto al salario mediano como al salario más frecuente.

Por sexo, la ganancia media anual fue de 24.203,33 euros para los hombres y de 18.910,62 euros para las mujeres. Por tanto, la ganancia media anual femeni-na supuso el 78,10% de la masculina (Tabla Nº 5). El global de mujeres que trabajaban en la construcción en 2008, presentaban una ganancia media anual del 95,34% del salario de los hombres. Segundo me-jor dato, para una actividad económica, por detrás de “educación” (95,82%). Por otro lado valor muy superior al que representaba la media del total de actividades (78,10%).

Si profundizamos dentro de la construcción se aprecia que la igualdad se obtiene en los niveles más elevados del sector. De este modo podemos indicar que dentro del epígrafe “trabajadores cualificados de la cons-trucción, excepto los operadores de maquinaria”5, se produce una diferencia salarial baja entre mujeres y hombres en España, representando la mujer el 91,3% del salario masculino. Por el contrario si el nivel de actividad se sitúa en los puestos de peón el salario de la mujer solo representa el 81,00% del salario del hombre.

Tal y como se ha podido comprobar, según los datos oficiales analizados, la construcción es una de las actividades donde la diferencias salariales, en térmi-nos globales, es menor. Pero se produce una clara polarización entre puestos cualificados y los que no. En los primeros las diferencias son mínimas mientras que la brecha se abre de manera considerable en los puestos de baja cualificación. Tal y como se comen-taba con anterioridad existe un mayor porcentaje de mujeres con un nivel de formación alto en el sector, y son ellas las que hacen que el salario medio global femenino sea mayor, siendo las mujeres con un bajo nivel de formación las que sufren en mayor medida la brecha salarial.

5 Dentro de este grupo de ocupación no se incluyen a los cualificados como técnicos profesionales de apoyo ni titula-dos universitarios, los cuales se incluyen en otros grupos no específicos de la construcción.

4. Conclusiones

La primera conclusión a la que se llega es la fuerte segregación horizontal en el sector de la construcción a nivel nacional. La construcción es un sector donde el índice de feminización es 9,07. Los datos obtenidos reflejan la realidad de un sector en el que siguen pri-mando las aptitudes y actitudes asociadas al hombre, y por lo tanto infravalorando el potencial de la mujer en este mercado laboral.

La existencia de una profesionalización segregada pone de manifiesto la presencia de barreras, intrín-secas y/o extrínsecas, que siguen condicionando el acceso laboral de las mujeres y haciendo que la gran mayoría de estas se desplacen a otros sectores como el sector servicios.

Asimismo, existe una importante y significativa se-gregación vertical en el sector de la construcción. De un lado el porcentaje de mujeres que se establecen como trabajadoras por cuenta propia es sensiblemente inferior al de hombres, en concreto la brecha es de 5,89 puntos porcentuales. Esta diferencia se hace aún más notoria cuando consideramos conjuntamen-te los niveles de “empleador/a” y “empresario/a sin asalariado/a o trabajador/a independiente” donde la brecha alcanza los 11,72 puntos porcentuales.

Otro dato que refuerza esta segregación vertical lo encontramos en el apartado “ayuda familiar”. En él, la proporción en cuanto al volumen de ocupadas es catorce veces superior con respecto al de los hombres. Es la mujer la que aporta su esfuerzo laboral como colaboración a la economía familiar, ocupando clara-mente un segundo plano. A este nivel la mujer tiene grandes limitaciones para poder acceder a puestos más elevados dentro de la empresa.

Hay dos situaciones profesionales donde las diferencias entre hombres y mujeres es más del doble. Una de ellas es la de “empresario/a sin asalariado/a o trabajador/a independiente” con una participación del hombre 2,6 veces mayor que la mujer, lo cual conduce a pensar que el hombre tiene un mayor carácter emprendedor, y es capaz de asumir el riesgo de establecerse como trabajador autónomo. Sin embargo, comparando los datos con los obtenidos en el resto de sectores eco-nómicos se pone de manifiesto cómo este carácter emprendedor está condicionado por las características del sector. Así, en la construcción hay más mujeres empleadoras que en otros sectores económicos.

Una segunda categoría profesional donde las dife-rencias porcentuales son notorias es en la de “asa-lariados/as del sector público” (2,2 veces superior




Tabla Nº 5. Salario medio por Secciones de Actividad Principal año 2008

Secciones de actividadSalarios medios 2008

Ambos sexos

Hombres Mujeres%Salario

M/H

Total secciones 21.883,42 24.203,33 18.910,62 78,13

Industrias extractivas 26.647,03 26.981,10 23.057,40 85,46

Industria manufacturera 23.615,61 25.233,51 19.072,72 75,58

Suministro de energía eléctrica, gas, vapor y aire acondicionado 48.578,65 50.177,13 41.504,03 82,72

Suministro de agua, actividades de saneamiento, gestión de residuos y descontaminación 22.590,49 23.720,73 18.508,17 78,03

Construcción 20.706,74 20.844,73 19.873,24 95,34

Comercio al por mayor y al por menor; reparación de vehículos de motor y motocicletas 18.545,85 21.673,40 15.253,79 70,38

Transporte y almacenamiento 21.823,95 22.873,71 18.506,62 80,91

Hostelería 13.957,49 15.885,32 12.404,49 78,09

Información y comunicaciones 30.628,48 33.090,09 26.573,64 80,31

Actividades financieras y de seguros 41.619,07 47.725,32 34.946,34 73,22

Actividades inmobiliarias 19.533,83 23.815,81 16.850,02 70,75

Actividades profesionales, científicas y técnicas 24.733,75 30.329,05 19.829,67 65,38

Actividades administrativas y de servicios auxiliares 15.818,18 18.666,16 13.303,46 71,27

Administración pública y de defensa;seguridad social obligatoria 26.927,57 29.023,90 24.860,38 85,65

Educación 20.883,28 21.489,54 20.591,85 95,82

Actividades sanitarias y de servicios sociales 24.837,68 30.503,04 23.088,89 75,69

Actividades artísticas, recreativas y de entretenimiento 16.763,31 18.667,22 14.538,66 77,88

Otros servicios 15.412,44 19.826,09 13.066,14 65,90

Fuente: Elaboración propia a partir de los datos ofrecidos por el INE. Encuesta estructura salarial año 2009.




para el colectivo de mujeres). Cuando el sistema de selección de personal se realiza de una manera objetiva e igualitaria, la mujer no encuentra dificultades para acceder a un puesto de trabajo dentro del sector de la construcción. Lo cual corrobora la capacidad de la mujer y la existencia de barreras en el sector privado.

Se puede afirmar que la evolución de la presencia de la mujer dentro del sector de la construcción en España es positiva pero muy lenta. La brecha de género sigue siendo tan amplia (en concreto del 83,37%) que to-davía queda mucho camino por recorrer para hablar en términos de igualdad.

Un dato favorable para el colectivo de mujeres, es la mayor estabilidad laboral que se refleja en un menor índice de temporalidad. Este menor índice y su dis-minución paulatina en los últimos años, puede estar relacionado con el mayor nivel de formación de las mujeres.

Señalar también la existencia de diferencias salariales entre mujeres y hombres no justificadas, a priori, por el nivel de formación. Estas diferencias se hacen más evidentes en los escalafones más bajo de las categorías profesionales.

En términos generales, los resultados obtenidos nos han permitido ofrecer una realidad en la que siguen existiendo desigualdades entre mujeres y hombres, confirmándose la hipótesis de partida. Las mujeres siguen siendo en este sector de actividad económica un grupo desfavorecido y vulnerable, lo cual invita a adoptar, por parte de todos los agentes sociales y económicos, medidas de actuación en pro de alcanzar una sociedad más equitativa e igualitaria.

5. Discusión

Tras el análisis de estas variables podemos dibujar un escenario en el que la participación de la mujer en el sector de la construcción sigue siendo baja, y aunque los datos en cuanto a tendencias de evolución son positivos, y por tanto alentadores, el punto de partida es tan bajo, que provoca la permanencia aún hoy día de una gran brecha de género en el sector de estudio.

Hay que recordar que hasta hace pocos años estaba generalizada en España una educación segregada por sexos y orientada a unos roles sociales/profesio-nales igualmente diferenciados, por lo que también existían trabajos atribuidos a lo masculino (entre los que se encontraban los propios de la construcción, la mecánica ...) y otros a lo femenino. También se debe

reseñar que no hace muchas décadas en las familias españolas primaba la voluntad de dar preferencia a la formación de los varones, considerando en muchos casos innecesaria la de las mujeres, ya que de estas se esperaba que se limitasen e instruyesen en el cuidado del hogar.

Como se ha puesto de manifiesto en un estudio so-bre la empleabilidad de las mujeres (Infante, Román y Traverso, 2011), estas han mejorado los índices de participación en el empleo y en la actividad empresa-rial, en cierto modo gracias al aumento de los niveles de formación, siendo su nivel de cualificación mayor que el de los hombres; y, además, en general, acceden a empleos en mejores condiciones de cualificación, aun cuando sea esta cualificación la específicamente requerida para el desempeño de puestos de trabajo asignados a las mujeres (Luna, 1991).

Para garantizar una mayor y mejor ocupabilidad es necesario seguir incidiendo en la formación, ajustando las cualificaciones a las nuevas perspectivas de empleo y la organización del trabajo, acompañando a esta formación el desarrollo de capacidades y competencias personales y profesionales.

Para ello es preciso desarrollar un análisis desde una perspectiva de perfiles de empleabilidad que oriente al colectivo de mujeres sobre la oportunidad de empleo en los sectores empresariales a los que deseen dirigir-se. Ello requiere paralelamente un análisis y toma de contacto con el mercado real cuyo fin es el de conocer los perfiles de trabajadores/as que demanda este mer-cado laboral. Las empresas son los principales núcleos generadores de empleo y, por tanto, de demandas de cualificación del mercado de trabajo. En este sentido, de ellas debe proceder la información necesaria, actual y de primera mano para una adecuada detección de necesidades de orientación y de formación de los/as demandantes de empleo, de cara a la planificación de las acciones de orientación y de formación profesional ocupacional, así como para el diseño de perfiles de empleabilidad demandados por las empresas.

Igualmente sería necesario seguir incidiendo en la sen-sibilización y concienciación del colectivo empresarial sobre la igualdad de oportunidades y capacidades entre hombres y mujeres.

Nos consta que a nivel de políticas públicas se han realizado medidas para favorecer la participación feme-nina en el sector de la construcción con la creación de escuelas-taller específicas y cursos de formación para el empleo dirigido a la mujer. Junto a estas medidas for-mativas, sería conveniente impulsar acciones que den un paso más allá y garanticen la inserción efectiva de




dichas mujeres en el mercado de trabajo. Son aún mu-chas las barreras (Iniciativa Comunitaria Equal, 2011) existentes en el sector privado que dificultan o impiden la incorporación de las mujeres al mercado laboral.

Por último, y como uno de los elementos fundamen-tales para una igualdad real, consideramos de gran importancia la desaparición de desigualdades salariales injustificadas.

Fuentes y Bibliografía

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Thermal activation of

bentonites for their use

as pozzolan

Activación térmica de bentonitas para su utilización como puzolanas

Autores

Fecha de recepción


29/02/2012

11/04/2012

TIRONI, A. Universidad Nacional del Centro de la Provincia de Buenos Aires, [email protected] Buenos Aires, Argentina

TREZZA, M. Universidad Nacional del Centro de la Provincia de Buenos Aires, [email protected] Buenos Aires, Argentina

IRASSAR, E. Universidad Nacional del Centro de la Provincia de Buenos Aires, [email protected], Buenos Aires, Argentina

SCIAN, A. Centro de Tecnología de Recursos Minerales y Cerámica [email protected] Buenos Aires, Argentina



páginas: 44 - 53 ] Tironi, A. - Trezza, M. - Irassar, E. - Scian A. [

Abstract

Resumen Se analiza la reactividad de dos bento-nitas calcinadas, procedentes de dife-rentes regiones de Argentina para su utilización como adiciones puzolánicas al cemento Pórtland. A través de técni-cas de: DRX, espectroscopia IR, ensayos

T h e r e a c t i v i t y o f t w o c a l c i n e d bentonites from different regions of Argentina for use as pozzolanic additions to Portland cement were ana lyzed. Through techniques of

XRD, IR spectroscopy, tests of l ime consumption and mechanical strength were relat ions structural changes, occurring during heat treatment, with pozzolanic behavior.

de reactividad con Ca(OH)2. porosime-tría por intrusión de mercurio y resis-tencia a la compresión; se relacionan los cambios estructurales producidos durante el tratamiento térmico con el comportamiento puzolánico.

Keywords: Pozzolans, bentonite, cement.

Palabras clave: Puzolanas, bentonitas, cemento.



páginas: 44 - 53] Tironi, A. - Trezza, M. - Irassar, E. - Scian A. [

1. Introducción

Cuando el cemento Portland se mezcla con agua los principales productos de reacción son el silicato de calcio hidratado (CSH) y el hidróxido de calcio (CH). Esta reacción es rápida y de control químico. Si se incorpora una puzolana, su componente de sílice reacciona con el CH liberado durante la hidratación del cemento Pórtland (CP) y en presencia del agua genera más CSH. Esta reacción es generalmente lenta, lo que resulta en una tasa lenta de liberación de calor y desarrollo de resistencia.

Junto a la sílice reactiva, las puzolanas también con-tribuyen con alúmina reactiva, que con el CH y los iones sulfato presentes en el sistema, forma productos cementantes del tipo CAH y CASH que incrementan la resistencia a la compresión [1,2].

Estas reacciones al consumir CH tienen una importante influencia en la durabilidad del material en ambientes ácidos. Los estudios de distribución de tamaño de poros de pastas de cementos puzolánicos han demos-trado que los productos de reacción son muy eficientes en el llenado de los grandes poros capilares, lo que mejora la resistencia e impermeabilidad [3].

Se conocen como puzolanas artificiales a un grupo de materiales naturales silicatados de naturaleza arcillosa y esquistosa, que adquieren carácter puzolánico por procedimientos térmicos. Esta transformación ocurre en virtud de las reacciones y transformaciones en las que, junto a la estructura y constitución mineralógica inicial, juegan un importante rol la temperatura y el tiempo de calcinación.

A partir del tratamiento térmico de arcillas es posi-ble obtener materiales con propiedades puzolánicas. Dentro de los minerales arcillosos se encuentran las bentonitas, constituidas por un alto porcentaje de esmectitas. Estas poseen gran contenido de sílice, alúmina y agua intercristalina. Esto último condiciona la mayor o menor separación entre las triples capas de coordinación de silicio (tetraédrica, T) y aluminio (octaédrica, O): T-O-T. A este contenido grande y variable de agua deben estos minerales sus propieda-des físicas más características como su capacidad de hinchamiento y la estructura laminar [4].

Las puzolanas son utilizadas como reemplazo de un determinado porcentaje en peso del cemento, lo que además de tener ventajas tecnológicas como el aumen-to en la resistencia mecánica y química [5], tiene claras ventajas medioambientales. Esto es debido a que la temperatura de calcinación de las arcillas (entre 500 y 800ºC) es inferior a la de clinkerización (1450ºC),

determinando un menor consumo de energía y de emisión CO2.

El presente trabajo forma parte de una amplia in-vestigación enfocada a determinar la relación entre la mineralogía de diferentes materiales arcillosos y su potencial uso como puzolanas en la industria del cemento. Se muestran aquí los resultados obtenidos al analizar la reactividad de dos bentonitas calcinadas, procedentes de diferentes regiones de Argentina para su utilización como puzolanas, relacionando los cam-bios estructurales producidos durante su tratamiento térmico con el comportamiento puzolánico.

2. Materiales y metodología

Se utilizaron dos bentonitas de diferentes provincias de la República Argentina, una procedente de Neuquén (BN) y otra de La Pampa (BLP). Ambas muestras conte-nían montmorillonita, mineral perteneciente al grupo de las esmectitas. En la Tabla 1 se informa la compo-sición química de las bentonitas analizadas.

La muestra BLP tiene mayor contenido de sílice que BN que a su vez la supera en alúmina y óxido de hierro. En cuanto a los óxidos de calcio, magnesio y los álcalis, el contenido es siempre superior en BN (duplicando en sodio y triplicando en potasio).

En la Figura 1 se presenta la distribución poro-simétrica de ambas bentonitas. BLP tiene un ma-yor vo lumen tota l de poros con rad io mayor que 1.8 nm, superando ampliamente a BN. Sin

Tabla 1. Composición química (%) de las bentonitas estudiadas

Composición química BLP BN

SiO2 63,9 54,8

Al2O3 12,6 15,75

Fe2O3 0,99 1,26

CaO 1,16 1,76

MgO 3,6 5,0

Na2O 1,52 3,01

K2O 0,29 0,96



] Tironi, A. - Trezza, M. - Irassar, E. - Scian A. [

embargo BLP tiene menor volumen de poros mayores a 35 nm.

Previo a su calcinación, las bentonitas fueron reducidas en forma manual a un tamaño inferior a 4 mm (100% pasante Tamiz IRAM 4,00 mm, Nº 5) para evitar pro-blemas de difusión y homogeneizar la transferencia de calor durante el tratamiento térmico.

Posteriormente las muestras se colocaron en forma de cama en un recipiente y se calcinaron en un Horno Indef 272, desde temperatura ambiente hasta 700ºC (velocidad=13 ºC/min) y manteniendo esta tempera-tura por 5 minutos.

El material calcinado se dejó enfriar lentamente dentro de la mufla hasta los 400 ºC, y posteriormente hasta temperatura ambiente en ambiente seco.

Las bentonitas calcinadas fueron molidas hasta ob-tener un tamaño de partícula menor a 45 µm (Tamiz IRAM Nº 325) en un molino tipo mortero (Fritsch pulve-risette 2). Las muestras así obtenidas se denominaron BNcalc y BLPcalc.

La caracterización del material original y los cambios estructurales generados por el tratamiento térmico fueron analizados por difracción de rayos X (DRX) utilizando un equipo Philips PW 3710 y espectroscopia infrarroja con transformada de Fourier (FTIR), equipo Nicolet, Magna 500. Para el análisis de distribución de poros se utilizó un porosímetro Carlo Erba 2000.

Con la finalidad de establecer la capacidad de las ben-tonitas de reaccionar con el CH se realizaron tres ensa-yos. En el primero, ensayo de Fratini (EN 196-5) [6], se determina la capacidad de las bentonitas calcinadas de reaccionar con el CH proveniente de la hidratación del cemento Portland. En los otros dos, reactividad con cal [7] y conductividad eléctrica [12,13], se realiza la adi-ción de las bentonitas calcinadas en solución saturada de hidróxido de calcio (CH) permitiendo determinar su total reactividad.

Ensayo de Fratini: Fue realizado utilizando un reem-plazo del 30% de bentonitas calcinadas en CP, y determinando a los 7 y 28 días la concentración de OH- y CaO del líquido sobrenadante en las muestras estacionadas a 40 ºC. Las bentonitas calcinadas son consideradas como puzolanas cuando el punto que se obtiene está situado por debajo de la curva isoterma de solubilidad a 40 ºC del CH en presencia de álcalis.

Reactividad con cal: Este ensayo fue realizado mezclan-do 2,5 gramos de cada bentonita calcinada con 25 ml de solución de CH saturada. El líquido sobrenadante se tituló utilizando una solución de HCl a diferentes edades de reacción (entre 1 y 28 días), expresando los resultados como [CH]/[CH]0, siendo [CH]0 la con-centración de la solución saturada. Cuanto menor es el valor de [CH]/[CH]0, mayor es la reactividad de las bentonitas calcinadas analizadas.

Conductividad eléctrica: Se preparó una suspensión de cada bentonita calcinada en una solución saturada de CH a 40 ºC (2 gramos de bentonita calcinada en 20 ml de solución saturada de CH), luego se midió la disminución de la conductividad eléctrica durante las primeras 12 horas de reacción, utilizando un conductí-metro de mesa Jeway 4010. Un procedimiento similar fue propuesto por Luxan et al. [12] e implementado con buenos resultados por Qijun et al. [13].

El comportamiento mecánico de las bentonitas calcina-das utilizadas como puzolanas fue estudiado mediante ensayo de resistencia a la compresión en morteros [14]. Los morteros fueron elaborados utilizando un reemplazo del 30% de cemento Pórtland (CP) por las bentonitas estudiadas calcinadas; arena normalizada IRAM 1633 [8] (1:3) y relación agua/material cemen-tante de 0,50. Se prepararon probetas de 25 x 25 x 25 mm, fueron curadas en cámara húmeda durante 24 horas y luego se sumergieron en agua saturada con cal [9] hasta las edades de ensayo (7, 28 y 90 días) a 20 ± 1 °C. Para todas las edades se evaluó la resistencia del CP, tomando la misma como referencia.

La resistencia a la compresión fue medida por triplica-do utilizando una prensa INSTRON 4485 e informando

Figura 1. Distribución porosimétrica de las bentonitas




el valor medio con una dispersión menor al 10%. Se calculó el índice de actividad puzolánica (Iap) como el cociente entre el valor de la resistencia a la compresión de las probetas con 30% de reemplazo de bentonitas calcinadas (RCBcalc) y las realizadas solo con CP (RCCP).

3. Resultados y discusión

3.1 Análisis de bentonitas y bentonitas calcinadas

3.1.1 Análisis por DRX

En la Figura 2 se muestran los espectros DRX obteni-dos para las bentonitas estudiadas, antes y después

de su calcinación a 700 ºC en forma comparativa, donde se han identificado los picos de las principales fases: Montmorillonita (M), Cuarzo (Q), Cristobalita (Crist.) y feldespatos (F). Ambas Bentonitas muestran la presencia de M, Q y F, en el caso de BLP también está presente la Cristobalita entre los principales cons-tituyentes cristalinos.

Luego del tratamiento térmico de las bentonitas, se observan cambios en el espaciado d(00l) de la Montmorillonita [10], las láminas se acercan debido a la remoción del agua interlaminar por lo que se produce un corrimiento del pico a valores de 2q más grandes.

Del análisis de las Figuras 2 y 3 (donde se amplió la región 5 -15º 2q), se concluye que el espaciado d001 disminuyó en ambos casos, en la Tabla 2 se muestran dichos cambios. El espaciado inicial (arcillas sin calci-nar) depende de la naturaleza de las mismas siendo en este caso mayor en BLP. Luego del tratamiento térmico el espaciado obtenido se vincula a la reactividad.

Figura 2. Espectros DRX de las bentonitas naturales y calcinadas. M: Mortmorillonite (#29-1498),

Crist.: cristobalita (#40-1498), Q: cuarzo (#33-1161), F: Feldespatos (#310966, #090465)

Figura 3. DRX, espaciado d(001) de las bentonitas antes y después de calcinarlas.

Tabla 2. Cambios en el espaciado d(001)

BN BLP

s/calc. calc. s/calc. calc.

d(0,0,1) Å 12,84 9,22 14,05 9,73

2q 6,88 8,91 6,28 9,08




En ambos casos, no se produjeron cambios significa-tivos en las bandas correspondientes a otros índices hkl, lo que sugiere que la disminución en la dimensión c no implica una destrucción en la lámina.

Por su parte, la transformación de las fases cristalinas, o parte de ellas, en amorfas provoca un aumento en el fondo de los patrones de DRX, entre los 15 y 45 grados de 2q, fenómeno ya reportado por He [10] para Montmorillonitas. Para la arcilla BN este sufre aumento en 1,7 veces, mientras que para BLP se mantiene prác-ticamente igual luego del tratamiento térmico, debido a que presentaba inicialmente importante cantidad de fase amorfa.

3.2 Análisis por espectroscopia FTIR

En la Figura 4, se presentan los espectros infrarrojos de ambas bentonitas antes y después de su calcinación, en forma comparativa. Se identificaron los picos co-rrespondientes a las vibraciones de los distintos grupos de la Montmorillonita (M) y en BLP se identificaron los correspondientes a la Cristobalita (Crist). Las bandas correspondientes al cuarzo (Q), observado por DRX, se superponen con las bandas Si-O presentes en la M.

Las absorciones alrededor de los 3620 cm-1 corresponden al estiramiento del grupo OH de la Montmorillonita [11].

Se puede observar que luego de la calcinación disminu-ye la intensidad de la banda de 3436 cm-1 (asignada al estiramiento OH del agua interlaminar), además de pro-ducirse un corrimiento de la misma. En correspondencia con ello, se originan cambios para ambas muestras, en los picos asignados al estiramiento de flexión del vibra-dor HOH del agua, siendo mayor la disminución en BLP, coincidiendo con lo observado por DRX.

En la muestra BN, luego de la calcinación y molienda, se observa la pérdida de definición de los picos como consecuencia de las alteraciones de las energías de enlace.

3.3 Reactividad de las bentonitas calcinadas

3.3.1 Fratini

En la Figura 5 se muestran los resultados del ensa-yo de Fratini. Ambas muestras consumieron el CH procedente de la hidratación del cemento (puntos situados debajo de la curva), indicando que podrían ser utilizadas como puzolanas. Cabe destacar que a los 7 días de edad, BLPcalc fue la que mostró mejor comportamiento, mientras que a los 28 días ambas muestras reaccionaron en igual magnitud.

Figura 5. Ensayo de Fratini, a 7 y 28 días

Figura 4. Espectros FTIR correspondientes a las bentonitas. M: Mortmorillonite, Crist.:cristobalita




3.4 Reactividad con cal

Los resultados de este análisis se muestran en la Figura 6. A los 1 y 7 días de reacción, BLPcalc mostró mayor consumo de CH que BNcalc, al igual que en el ensayo de Fratini (Figura 5) y coincidiendo este resultado con lo observado según DRX y FTIR, donde BLPcalc mostró mayor modificación en d001 y pérdida de agua. A partir de los 14 días, ambas muestras se estabilizaron con pequeña diferencia entre ellas.

3.5 Conductividad eléctrica

En igual dirección y siempre intentando determinar la reactividad de las bentonitas para el consumo del CH generado en la hidratación del cemento Pórtland se realizó el ensayo de conductividad eléctrica, los resultados obtenidos se muestran en la Figura 7. Los valores de conductividad decrecientes en el tiempo son debido a la precipitación de compuestos insolu-bles obtenidos como producto de la reacción entre las

Figura 6. Reactividad con cal.

Figura 7. Conductividad de las Bentonitas en solución de CH

bentonitas calcinadas y el CH, fenómeno que permite suponer actividad puzolánica de las bentonitas. Del análisis de la Figura 7, se puede deducir una mayor reactividad inicial de BLPcalc, situación que se man-tiene en el tiempo aunque de modo más leve. Todos los ensayos de puzolanidad posicionan a BLPcalc con mayor reactividad inicial.

3.6 Análisis de los morteros

3.6.1 Distribución porosimétrica

La hidratación del cemento puede verse como un proce-so durante el cual el espacio originalmente ocupado por el cemento anhidro y el agua está siendo reemplazado poco a poco por los productos de hidratación. El espacio no ocupado por el cemento aún anhidro o los productos de hidratación constituyen los huecos capilares.

A criterio de varios autores [2,3] los huecos capilares mayores a 50 nm de diámetro de una pasta, van en detrimento de la resistencia y la impermeabilidad.




La Figura 8 muestra la distribución porosimétrica obtenida sobre las muestras de ensayo hidratadas a 7 y 28 días.

A la edad de 7 días el mortero con 30% de reempla-zo por BLPcalc presenta una mayor porosidad global que la obtenida para el mortero con BNcalc. Ambas muestras poseen sin embargo igual distribución poro-simétrica y volumen por encima de 50nm (25 nm de radio) lo que haría pensar en resistencias mecánicas similares a esta edad.

El análisis de la distribución de poros a 28 días muestra significativas diferencias con respecto a 7 días. Si bien la porosidad global es igual para ambos morteros, el mortero con BNcalc muestra una curva de distribución de poros, en todo el rango analizado, por debajo de la correspondiente a BLPcalc. Esto determina que el

mortero con BNcalc posea una menor porosidad por encima de 25nm de radio. En consecuencia, y a la vista de este ensayo, podría esperarse una mayor resisten-cia a 28 días de los morteros realizados con BNcalc respecto a los realizados con BLPcalc a igual edad.

4. Resistencia a la compresión

La resistencia a la compresión del cemento de referen-cia y de las muestras de ensayo con 30% de reemplazo por bentonita calcinada se muestra en la Figura 9.

En la Tabla 3 se muestra el Índice de Actividad Puzolánica (Iap) calculado para las diferentes edades y muestras de ensayo.

Como se puede observar en la Tabla anterior a edades tempranas (7días) el reemplazo genera una caída de la resistencia a la compresión por encima de lo esperado

Figura 8. Distribución porosimétrica de morteros a 7 y 28 días de hidratación

Figura 9. Resistencia a la compresión (MPa)

Tabla 3. Índice de actividad puzolánica a diferentes edades (Iap=RCBcalc/RcCP)

Mortero \ Iap 7 días 28 días 90 días

30% BLPcalc 0,66 0,69 0,79

30% BNcalc 0,67 0,79 0,80




por la sola dilución. Esto indicaría que la incorporación de las bentonitas calcinadas a esta edad, retrasa la hidratación de cemento. Esta situación mejora no-tablemente para BN a 28 días (21%) y para ambas a 90 días de hidratación, mostrando además un aporte a la resistencia final las que alcanzan un 80% de la resistencia de referencia.

Es interesante destacar, en este mismo sentido, que si bien BLPcalc mostraba mayor reactividad inicial en los ensayos de reactividad con CH, su contribución a la resistencia está más retrasada que la de BNcalc, coin-cidiendo con lo observado a través de la distribución porosimétrica.

Se puede ver además que los Iap por resistencia a la compresión aún a los 90 días, están un 20% por debajo de la referencia a pesar de poseer índices de puzolanidad química (por ej. Fratini) elevados. Esto puede deberse a que el resto del material (no reactivo con el CH) posee bajos valores de resistencia mecánica, debilitando así a la matriz, por más que esta se haya enriquecido con C-S-H adicional; además de modificar la distribución de poros, lo que afecta directamente la resistencia a la compresión.

5. Conclusiones

Las dos bentonitas analizadas, procedentes de diferen-tes regiones de Argentina, BN y BLP, sufrieron modifi-caciones estructurales al ser tratadas térmicamente a 700ºC durante 5 minutos. Dichos cambios, estudiados por DRX y FTIR, mostraron una disminución del espa-ciado interlaminar de la Montmorillonita presente en ambas muestras y un aumento de la amorfización.

Mediante los ensayos químicos de puzolanidad (Fratini, consumo de cal y conductividad eléctrica) se determinó la capacidad de las bentonitas calcinadas de reaccionar con el CH, posicionando a ambas bentonitas como potenciales adiciones puzolánicas al cemento Pórtland. Siendo BLPcalc la más reactiva de ambas, y coincidien-do esto con los cambios estructurales observados.

Al verificar su puzolanidad a través de la resistencia a la compresión en morteros, de cementos se observó que la mayor reactividad inicial de BLPcalc no determina una mayor resistencia a temprana edad. Por el con-trario BNcalc amorfizada por calcinación genera una mayor contribución hasta los 28 días de hidratación. A edades avanzadas ambas bentonitas contribuyen de forma equivalente.

Estas diferencias se corresponden con lo observado en los estudios de porosimetría a saber: A los 7 días ambos morteros muestran igual resistencia y su distribución porosimetrica mostró igual volumen de poros hasta 25nm de radio. Esta situación se da a pesar que BLPcalc fue clasificada como más reactiva en los ensayos de puzolanidad. A los 28 días, BLPcalc tiene menor resis-tencia que BNcalc ya que mostró un mayor volumen de poros acumulados hasta ese radio. Evidentemente por su estructura, los productos de hidratación formados ocupan un volumen mayor y no aportan a la resistencia como podría esperarse. Los morteros con reemplazo de bentonitas presentaron a edades avanzadas resistencias que superan ligeramente la dilución generada.

Por todo lo anteriormente discutido podemos afir-mar que las bentonitas calcinadas estudiadas y en el porcentaje analizado, si bien son adiciones activas, contribuyen en forma moderada a la resistencia de los morteros.




Referencias

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2. Morsy M.S., Shebl S.S. (2007). Effect of silica fume and metakaoline pozzolan on the performance of blended cement paste against fire. Ceramics Silikaty 51,1, 40-44.

3. Metha K.P., Monteiro P.J.M. (1993), Concrete, Structure, Properties and Materials, Prentice Hall, New York, USA.

4. Calleja J. Las puzolanas (1968) separata de la revista ION, nº 340-344.

5. Chakchouk A., Trifi L., Samet B., Bouaziz S. (2009). Formulation of blended cement: Effect of process variables on clay pozzolanic activity; Construction and Building Materials 23,1365-1373.

6. EN 196-5 Standard: methods for testing cement. Part 5: pozzolanicity test for pozzolanic cements.

7. Frías M., Sánchez de Rojas M.I., Cabrera J. (2000).The effect that the pozzolanic reaction of metakaolin has on the heat evolution in metakaolin - cement mortars. Cement and Concrete Research 30, 2, 209-216.

8. IRAM 1633. Arena Normal. Instituto Argentino de Racionalización de Materiales (1965).

9. ASTM C511-03. Standard Specification for Mixing Rooms, Moist Cabinets, Moist Rooms, and Water Storage Tanks Used in the Testing of Hydraulic Cements and Concretes. ASTM Standards 2003.

10. He Ch., Makovicky E., Osbæck B (1996). Thermal treatment and pozzolanic activity of Na and Ca-montmorillonite. Applied Clay Science, 10, 351-368.

11. Madejová J. (2003). IR techniques in clay mineral studies: review. Vibrational Spectroscopy, 31, 1-10.

12. Luxan M.P., Madruga M., Saavedra J. (1989). Rapid evaluation of pozzolanic activity of natural products by conductivity mesurement. Cement and Concrete Research 19, 63-68.

13. Qijun Yu, Sawayama K., Sugita S., Shoya M., Isojima Y. (1999). The reaction between rice husk ash and Ca(OH)2 solution and the nature of its product. Cement and Concrete Research, 29, 37-43.

14. IRAM 1622. Cemento Pórtland, determinación de resistencias mecánicas. IRAM Experimental (2002).



European requirements for

air infiltration: Lessons

for Chile

Exigencias europeas para infiltraciones de aire: Lecciones para Chile

Autores

Fecha de recepción


06/03/2012

16/04/2012

OSSIO, F. Université catolique de Louvain, [email protected] Lovaina, Bélgica

DE HERDE, A. Université catolique de Louvain, [email protected] Lovaina, Bélgica

VEAS, L. Pontificia Universidad Católica de Chile, [email protected] Santiago, Chile



páginas: 54 - 63 ] Ossio, F. - De Herde, A. - Veas, L. [

Abstract

Resumen Los Estados miembros de la Unión Europea se han comprometido a reducir para el 2020 el consumo de energía pri-maria en un 20%. Dado que el consumo de energía en los edificios residenciales y comerciales representa aproximada-mente un 40% del consumo total de energía final, se han definido una serie de políticas de Eficiencia Energética que mejoren el desempeño energético de las viviendas a modo de contribuir con el objetivo planteado. Una de las principales diferencias de estas políticas con la Reglamentación Térmica chilena

The Member States of the European Union have pledged to reduce by 20% the primary energy consumption to 2020. Since the energy consumption in residential and commercial buildings represents approximately 40% of total energy, it is possible to define a series of energy efficiency policies that allow improving the energy performance of dwel l ings as way to reach this objective. One of the main differences of these policies with respect to the Chilean Thermal Regulation is that the

latter does not consider heat losses by air infiltration, which in practice may reduce or even el iminate the benefits generated in the context of the current building requirements. This study reviews the national standards of 14 European countries with regard to the limitation of heat losses by air infiltration, with the aim of discussing their evaluation system, measure units and extracting future lessons for the Chilean Thermal Regulation.

radica en que esta última no considera las pérdidas térmicas por infiltraciones de aire, las cuales pueden mermar o anular cualquier avance que generen los actuales requerimientos nacionales. El presente estudio revisa los estánda-res de 14 países europeos en lo que respecta a limitación de las pérdidas por infiltraciones de aire, discutiendo su sistema de evaluación, unidades de medida y valor a modo de obtener lec-ciones para una futura consideración de este tipo de pérdidas en la actual Reglamentación Térmica chilena.

Keywords: Energy Efficiency, Construction Standards, Air Infiltration.

Palabras clave: Eficiencia energética, estándares de construcción, infiltraciones de aire.



páginas: 54 - 63] Ossio, F. - De Herde, A. - Veas, L. [

1. Introducción

El uso creciente de combustibles fósiles ha dirigido al planeta hacia un potencial cambio climático, cuyas consecuencias podrían ser irreversibles, motivo por el cual las autoridades internacionales han puesto su atención en el desarrollo de políticas de Eficiencia Energética que contribuyan a disminuir su consumo energético. En este contexto, los Estados Miembros de la Unión Europea se han comprometido a reducir para el 2020 los gases de efecto invernadero en un 20% por debajo de los niveles de 1990, a aumentar en un 20% la explotación de energías renovables y a adoptar medidas de Eficiencia Energética que permitan obtener un ahorro energético de un 20% con respecto a los niveles de consumo actuales.

El consumo de los edificios en los Estados Miembros de la Unión Europea representa alrededor del 40% del consumo total de energía y las emisiones de CO2. Por lo tanto este sector juega un papel clave en la consecución de los objetivos de la política energética y climática (Dyrbol, S. et al. 2010).

Dado lo anterior, se crea en el 2002 la EPBD (Energy Performance Building Directive), que tiene por objetivo fomentar la mejora de la Eficiencia Energética en el sec-tor construcción, teniendo en cuenta las condiciones cli-máticas exteriores y las particularidades locales, así como las exigencias en materia de clima interior y la relación costo-beneficio. Entre sus principios se encuentra que cada Estado Miembro deberá fijar requisitos mínimos en materia de eficiencia energética a los edificios nuevos.

Los Estados Miembros de la Unión Europea han avan-zado de modo dispar en los lineamientos de la EPBD, sin embargo tienen en común el hecho de buscar exi-gencias que permitan disminuir el consumo energético de calefacción doméstica, la cual contribuye significa-tivamente a las emisiones de dióxido de carbono a la atmósfera, una de las causas del efecto invernadero y el consecuente cambio climático, y que tiene un alto potencial de ahorro.

Desde el punto de vista energético puede considerarse el edificio como un sistema termodinámico sometido en forma permanente a múltiples y variadas influencias físicas, limitado por una envolvente a través de la cual se intercambia dinámicamente energía y masa, cuyo consumo energético por concepto de calefacción de-pende, a grandes rasgos, de las necesidades a cubrir, las ganancias dadas por aportes internos y solares, y las pérdidas a través de la envolvente.

Las medidas de Eficiencia Energética se han direccio-nado en gran medida a reducir las pérdidas a través de

la envolvente, las cuales corresponden a dos tipos. El primero, corresponde a las pérdidas por transmisión, determinadas por el diseño constructivo, conductivi-dad térmica y espesor de los materiales constituyentes de la envolvente del edificio. El segundo tipo corres-ponde a las pérdidas por ventilación, que incluyen las infiltraciones, determinadas por las características permeables o de hermeticidad de la envolvente de los edificios. Las características termoconstructivas y permeables son propiedades inherentes al diseño y a la calidad de ejecución de la envolvente del edificio.

Ambas pérdidas deben ser consideradas, si se quiere disminuir el consumo energético de las viviendas, sin embargo la reglamentación térmica chilena estable-ce requisitos solo para el primer tipo (pérdidas por transmisión), no existe en Chile actualmente ninguna disposición orientada a la regulación y control de las pérdidas térmicas derivadas de las infiltraciones de aire, las cuales influyen entre un 24 y 73% en la de-manda de energía de calefacción de la vivienda chilena (Bustamante, W. et al. 2009).

Si bien Chile presenta un menor consumo energético que los Estados Miembros de la Unión Europea se debe tender a políticas de Eficiencia Energética que asegu-ren un adecuado suministro de energía en el largo plazo para apoyar el desarrollo económico; mejoren la seguridad del suministro de energía para reducir la dependencia de fuentes extranjeras; proporcionen un medio ambiente sano y libre de contaminación para la sociedad, y contribuyan a la mitigación del cambio climático global.

El presente estudio se plantea el problema de cómo debiesen ser abordadas las exigencias que tengan como fin controlar pérdidas térmicas derivadas de las infil-traciones de aire en viviendas, para ello se analizan las exigencias de 14 países europeos, se discuten sus dife-rencias y su aplicabilidad en Chile, obteniendo lecciones y recomendaciones para futuras exigencias chilenas.

2. Aspectos teóricos

A la hora de analizar cómo debiesen ser las exigencias a incluir en la reglamentación térmica de viviendas que permitan limitar las pérdidas térmicas por ventilación, se deben conocer una serie de conceptos básicos que se proceden a explicar.

La infiltración de aire corresponde al flujo incontrolado de aire que ingresa a un recinto a través de agujeros no intencionales y las grietas en la envolvente de la vivienda. La tasa de infiltración de aire depende de la porosidad de la estructura de la vivienda (hermeticidad



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al aire) y la magnitud de las fuerzas naturales, como el viento y la temperatura.

Los respiraderos y otras aberturas incorporadas en la vivienda como parte del diseño de la ventilación tam-bién pueden convertirse en rutas para el flujo de aire no intencional cuando las presiones que se ejercen a través de dichas aberturas están dominadas por las condiciones meteorológicas en lugar de forma inten-cionada (Liddament, M. 2006).

La infiltración de aire no solo se suma a la cantidad de aire que entra a la vivienda, lo cual pueden interferir con el patrón de flujo de aire previsto en perjuicio de la calidad general del aire interior y confort, también influye en un mal desempeño energético de la vivienda aumentando el consumo por conceptos de calefacción o refrigeración.

El aire que entra en un espacio proviene de una combi-nación de infiltración y fuentes intencionales. Mientras que la medición del caudal de aire a través de aber-turas identificables es posible mediante la medición directa del flujo, no es factible medir el flujo de aire a través de los muchos agujeros y grietas desconocidas que pueden aparecer en la construcción de una vivien-da. Internacionalmente este problema se ha superado mediante la técnica de presurización.

La prueba de presurización se utiliza para medir la hermeticidad de los edificios y/o sus componentes. El propósito de este método consiste en medir la her-meticidad de un edificio a presiones superiores a las que se desarrollan naturalmente, pero no tan grandes que el proceso de presurización genere y/o distorsione artificialmente las aberturas.

Las mediciones se realizan mediante el uso de un venti-lador para crear presiones adicionales entre el interior y exterior de una vivienda. Para ello se utiliza una puerta que trae incluido un ventilador, la cual reemplaza tem-poralmente una puerta de entrada existente.

Las presiones se hacen aumentar paulatinamente hasta normalmente los 100 Pa de presión. Para cada incre-mento de presión, el caudal de aire correspondiente que pasa a través del ventilador se mide gracias a una placa de orificios calibrados que incluye el ventilador. Para de ese modo, representar la presión inducida y el caudal generado, caracterizando el flujo de aire. Para minimizar el efecto de las presiones naturales, la prueba debe llevarse a cabo durante períodos de baja velocidad de viento.

La prueba de presurización ha sido el sistema de eva-luación elegido por los países en estudio para verificar

el cumplimiento de los criterios de hermeticidad im-puestos a las viviendas nuevas y cada vez más a vivien-das existentes que garantizan una disminución en las pérdidas por ventilación. A continuación se describen los requisitos de hermeticidad de las viviendas de 14 países cuya verificación se realiza utilizando la prueba de presurización.

3. Resultados

Los Estados Miembros de la Unión Europea, en concor-dancia con la EPBD, han introducido diferentes requisi-tos para limitar la permeabilidad al aire de los edificios, es decir, garantizar un mínimo de hermeticidad de la envolvente, dado que un edificio con altos niveles de infiltraciones de aire sufre de elevados niveles de consumo de energía y si las infiltraciones son excesivas puede causar condiciones insalubres para sus usuarios, y daños a las estructuras.

En el presente artículo se revisan los requisitos estable-cidos por 14 países europeos para limitar la permea-bilidad al aire de los edificios residenciales nuevos, poniendo especial énfasis en el sistema de medición, las unidades de medida, y la normativa de referencia. Se contrasta la información con la realidad local a modo de obtener lecciones para futuras normativas de Eficiencia Energética que contribuyan a asegurar un adecuado suministro de energía en el largo plazo; mejorar la seguridad del suministro de energía para reducir la dependencia de fuentes extranjeras; pro-porcionar un medio ambiente sano y libre de conta-minación para la sociedad, y ayuden a la mitigación del cambio climático global.

La Tabla 1 muestra un resumen de los requisitos de es-tanqueidad para viviendas. Como se aprecia la prueba de presurización para determinar la hermeticidad de la envolvente se mide normalmente a una presión de 50 Pa, salvo Francia que utiliza 4 Pa. El requisito se expresa típicamente en las unidades vol/h o m3/hm2, salvo excepciones como Dinamarca y Suecia donde utilizan l/sm2, siendo m2 la superficie del suelo y no la superficie de la envolvente como los otros casos.

La diferencia de unidades y presiones utilizadas impi-den la comparación directa entre los requisitos, con el fin de comparar estos criterios, la Tabla 2 presenta los estándares anteriores en la unidad mayoritaria vol/h. Para ello se han utilizado los supuestos ex-puestos por Limb (2001) considerando un volumen de construcción típico de 300 m3 y una superficie de 250 m2 y normalizados a una presión de diferencia de 50 Pa.




Tabla 1. Estándares de hermeticidad para envolventes de viviendas

País Estándar Unidad Presión (Pa)

Alemania Se establecen requisitos diferentes dependiendo del tipo de ventilación del inmueble. Viviendas con ventilación natural deben tener un nivel de estanqueidad menor a 3,0. Viviendas con ventilación mecánica deben tener un nivel de estanqueidad menor a 1,5.

Vol/h 50

Austria Se establecen requisitos diferentes dependiendo del tipo de ventilación del inmueble. Viviendas con ventilación natural deben tener un nivel de estanqueidad menor a 3,0. Viviendas con ventilación mecánica deben tener un nivel de estanqueidad menor a 1,5.

Vol/h 50

Bélgica Se encuentra limitada la demanda teórica del inmueble. En caso de que no se cuente con datos experimentales el valor por defecto de infiltraciones para el cálculo de demanda es 12 m3/hm2.

m3/hm2 50

Bulgaria Los edificios se clasifican en Alta, Media y Baja estanqueidad, siendo sus requisitos menor a 2,0; entre 2,0 y 5,0; y mayor a 5,0 respectivamente. Las viviendas unifamiliares reciben la misma clasificación, siendo sus requisitos menor a 4,0; entre 4,0 y 10,0; y mayor a 10,0 respectivamente.

Vol/h 50

Dinamarca Las viviendas deben tener un nivel de estanqueidad menor a 1,5. l/sm2 50

Eslovenia Se establecen requisitos diferentes dependiendo del tipo de ventilación del inmueble. Viviendas con ventilación natural deben tener un nivel de estanqueidad menor a 3,0. Viviendas con ventilación mecánica deben tener un nivel de estanqueidad menor a 2,0.

Vol/h 50

Estonia Se establecen requisitos diferentes dependiendo del tipo de tipología del inmueble. Inmuebles pequeños deben tener un nivel de estanqueidad menor a 6,0. Inmuebles de gran tamaño deben tener un nivel de estanqueidad menor a 3,0.

m3/hm2 50

Francia Se establecen requisitos diferentes dependiendo del tipo de tipología del inmueble. Viviendas unifamil iares deben tener un nivel de estanqueidad menor a 0,8. Otros tipos de viviendas deben tener un nivel de estanqueidad menor a 1,2.

m3/hm2 4

Letonia Las viviendas deben tener un nivel de estanqueidad menor a 3,0. m3/hm2 50

Lituania Se establecen requisitos diferentes dependiendo del tipo de ventilación del inmueble. Viviendas con ventilación natural deben tener un nivel de estanqueidad menor a 3,0. Viviendas con ventilación mecánica deben tener un nivel de estanqueidad menor a 1,5.

Vol/h 50

Noruega Las viviendas deben tener un nivel de estanqueidad menor a 3,0. Vol/h 50

Portugal Las viviendas deben tener un nivel de estanqueidad menor a 0,6. Vol/h 50

Reino Unido Las viviendas deben tener un nivel de estanqueidad menor a 10,0. Vol/h 50

Suecia Las viviendas deben tener un nivel de estanqueidad menor a 0,8. l/sm2 50

Fuente: Europe’s Buildings under the Microscope.




Si bien este tipo de análisis es limitado, ya que las renovaciones de aire indicadas cubren una amplia gama de edificios, y el tamaño y naturaleza de estos rige los estándares descritos, se puede observar que las viviendas con ventilación natural tienden a tener un estándar de hermeticidad menos estricto que aquellas viviendas con ventilación mecánica. Esta diferencia permite garantizar que las viviendas con ventilación natural tengan una ventilación adecuada y las vivien-das con ventilación mecánica no tengan excesivas pérdidas por infiltración que impidan un adecuado control del aire de ventilación.

Una comparación más exhaustiva requiere informa-ción sobre los volúmenes típicos de construcción,

y naturaleza de los mismos, ya que solo edificios de características similares se pueden comparar, sin embargo se debe tener en cuenta el clima local. Este aspecto, la presión de referencia, y la unidad de los estándares, se discuten a continuación.

4. Discusión

Los requisitos para limitar la permeabilidad al aire de las viviendas contribuyen a disminuir el consumo de energía, permiten un uso eficiente de los sistemas de ventilación, entre otros beneficios. Como se ha visto, numerosos países han introducido en su regla-mentación térmica estándares que garanticen una

Tabla 2. Estándares de hermeticidad para envolventes de viviendas normalizados a 50 Pa.

País Clasificación Estándar normalizado a 50 Pa (Vol/h)

AlemaniaViviendas con Ventilación Natural 3,0

Viviendas con Ventilación Mecánica 1,5

AustriaViviendas con Ventilación Natural 3,0


Bélgica Valor por defecto para el cálculo de demanda 10,0

Bulgaria

Viviendas Unifamiliares de Alta Estanqueidad 2,0

Viviendas Unifamiliares de Media Estanqueidad Entre 2,0 y 5,0

Viviendas Unifamiliares de Baja Estanqueidad Mayor a 5,0

Edificios de Alta Estanqueidad 4,0

Edificios de Media Estanqueidad Entre 4,0 y 10,0

Edificios de Baja Estanqueidad Mayor a 10,0

EsloveniaViviendas con Ventilación Natural 3,0


EstoniaViviendas Pequeñas 5,0

Viviendas de Gran Tamaño 2,5

FranciaViviendas Unifamiliares 3,5

Otros tipos de Viviendas 5,3

Letonia Viviendas en General 2,5

LituaniaViviendas con Ventilación Natural 3,0


Noruega Viviendas en General 3,0

Portugal Viviendas en General 0,6

Reino Unido Viviendas en General 10,0

Fuente: Elaboración Propia.




hermeticidad adecuada de las viviendas, con el obje-tivo de disminuir con ello las pérdidas por ventilación.

Sin embargo, a pesar de tener un origen común, los estándares establecidos por los diferentes países difie-ren en aspectos que dificultan su comparación, siendo estos principalmente la presión de referencia, la unidad del estándar y el valor de los mismos. A continuación se analizan dichas diferencias teniendo presente el contexto nacional a modo de obtener lecciones para una futura modificación a la reglamentación térmica que considere la hermeticidad de las viviendas.

Como se mencionó en el marco teórico la técnica utilizada para evaluar la permeabilidad al aire o her-meticidad de las viviendas corresponde a la técnica de presurización, la cual consiste básicamente en medir, en régimen estacionario, el flujo necesario que pasa a través de un ventilador para mantener una presión constante entre el interior y el exterior de la vivienda.

Como se aprecia en la Tabla 1 la prueba de presuri-zación para determinar la estanqueidad de la envol-vente se mide normalmente a una presión de 50 Pa, salvo Francia que utiliza 4 Pa. Una reglamentación en Chile debe indicar el tipo de presión a utilizar. La utilización de 50 Pa es lo suficientemente alta para evitar las interferencias producidas por las presiones naturales, siendo razonablemente precisa. Desafortunadamente un flujo determinado a 50 Pa no representa una cantidad de interés, si se quieren comprender los flujos que atraviesan la envolvente en condiciones normales de uso, dadas las presiones a las que son sometidas las viviendas son más cer-canas 1Pa.

Para determinar una estimación más exacta de la estanqueidad al aire en condiciones normales es nece-sario realizar la prueba a presiones normales. En este sentido la presión utilizada por Francia, 4 Pa, repre-senta de un mejor modo la realidad, sin embargo evaluaciones con este diferencial de presión tienden a no ser tan precisas dado que se generan interferencias por las presiones naturales.

Otra alternativa es ensayar en un rango de presiones adecuado y luego extrapolar a una presión de refe-rencia, más cercana a la realidad, utilizando la ley de potencias. Sin embargo debido a la no linealidad de la ley de potencias y de los sesgos que pueden estar asociados a las mediciones de presión, se pueden introducir errores al análisis de datos.

En el caso chileno con presiones normales hasta 4 Pa se debe establecer una presión de referencia teniendo en cuenta que la elección más precisa (50 Pa) es menos

real, mientras que la presión más real (4Pa) es menos precisa.

En este aspecto, diversos estudios recomiendan gene-rar estándares con una presión de referencia de 50 Pa dado que la prueba de presurización utilizando un diferencial de presión de 4 Pa genera variaciones entre +87% y -45%, mientras que la variación alcanza solo un 15% cuando se realiza la prueba de presurización con un diferencial de presión de 50 Pa (Genger, 2011).

Una segunda diferencia que se aprecia de los están-dares establecidos por los distintos países es la unidad de medida, las cuales permiten comparar un inmueble de otro. A saber, hay tres maneras de expresar la her-meticidad de la vivienda que se utilizan mayoritaria-mente, siendo útil para evaluar distintas cosas, cada una con sus ventajas y desventajas.

La primera y más utilizada corresponde a la tasa de renovaciones de aire a una presión de referencia. Esta unidad se relacionada con el volumen interior del inmueble y corresponde a la cantidad de veces que se renueva el aire interior considerando los aportes de las infiltraciones. La ventaja de esta unidad es que las tasas de otros movimientos de aire como la ventilación se citan con frecuencia en dicha unidad. Se expresa normalmente en ACH (Air Changes per Hour) o h-1, en la Tabla 1 se aprecia como vol/h para indicar la dependencia del volumen del inmueble.

La segunda corresponde a la permeabilidad de la envolvente a una presión de referencia. Esta unidad relaciona el caudal de infiltraciones con la superficie de la envolvente. Es útil si se busca definir la calidad de la envolvente como un parámetro de construcción. Se expresa normalmente en m3/hm2.

Y finalmente el estándar se puede expresar en la estanqueidad relacionada con la superficie del suelo. Esta unidad puede ser la más fácil de determinar desde un punto de vista práctico, pero es difícil su relación con otras unidades. Se expresa normalmente en l/s.m2, donde m2 corresponde al área del piso.

Como se aprecia en la Tabla 1 mayoritariamente se establecen las tasas de renovaciones de aire (vol/h) como unidad para expresar la estanqueidad al aire, seguido de la permeabilidad de la envolvente (m3/hm2), siendo las excepciones Dinamarca y Suecia que establecen sus requerimientos en l/sm2, donde m2 corresponde al área del piso.

Independiente que todas las unidades expresadas anteriormente deben ser parte de un informe de evaluación de hermeticidad de la vivienda, dado que




proporcionan distintas informaciones relevantes a la hora de hacer el diagnóstico de un inmueble, parece apropiado considerar una unidad con las renovaciones de aire como requisito, dada su fácil comparación y entendimiento con otros flujos de aire.

Un estándar expresado por la permeabilidad de la envolvente puede resultar complementario al enfoque de la actual Reglamentación Térmica chilena, la cual establece estándares relacionados con los elementos de la vivienda, pero tiene el riesgo implícito de con-siderar a las infiltraciones de aire como una caracte-rística puntual del elemento y no como un proceso global y dinámico.

Por otra parte, el análisis y comparación los diferen-tes estándares no se puede realizar de modo directo, dado que su efectividad depende de las características climáticas, el comportamiento de los usuarios, entre otras variables que difieren de país en país.

Pese a lo anterior, se puede observar en la Tabla 2 una tendencia de los países en estudio a establecer estándares diferentes según el tipo de ventilación, se puede observar que las viviendas con ventilación natural tienden a tener un estándar de hermeticidad menos estricto dado que las infiltraciones permiten un ingreso de aire que favorece al sistema de ventilación, mientras que las viviendas con ventilación mecánica tienden a tener un estándar de hermeticidad más estricto que limiten las infiltraciones de aire, cuyo aporte incontrolado puede derivar en un mal uso del sistema de ventilación.

A su vez, la diferencia entre los países es influida por las características locales, entre ellas el clima, dado que el viento y la temperatura influyen directamente en las infiltraciones de aire, diferentes zonas climáti-cas pueden tener estándares distintos para obtener el mismo resultado.

Dados los puntos anteriores, es recomendable que una futura reglamentación chilena cuyo objetivo sea establecer estándares de hermeticidad a la vivienda tenga en consideración las zonas climáticas de Chile, siempre que la zonificación térmica que regula ac-tualmente la Reglamentación Térmica no considera otras variables climatológicas importantes a la hora de analizar las infiltraciones de aire. A su vez, una diferenciación según el tipo de ventilación y tipología de la vivienda permitirá un mejor control de las infil-traciones de aire.

En este contexto, el proyecto “FONDEF D10I1025 Establecimiento de clases de infiltración aceptable de edificios para Chile”, actualmente en desarrollo por el

Consorcio Tecnológico conformado por el Centro de Investigación en Tecnologías de la Construcción de la Universidad del Bío-Bío (CITEC UBB) y de la Escuela de Construcción Civil de la Pontificia Universidad Católica de Chile y su organismo DECON UC permitirá obtener la información base necesaria para el desarrollo de una adecuada reglamentación.

Finalmente, es indudable que adecuados estándares de hermeticidad de la envolvente en viviendas, junto con las medidas de control de pérdidas térmicas por transmisión permiten disminuir el consumo energético y aumentar el confort de las mismas.

La tendencia de los países desarrollados ha sido au-mentar los estándares de hermeticidad paulatinamen-te, llegando hasta 0,6 vol/h en el caso de las viviendas pasivas. Dicha tendencia se justifica, dado que, en la medida que los estándares que limitan las pérdidas térmicas por transmisión se hacen más estrictos el impacto de las infiltraciones de aire en el consumo energético de las viviendas será mayor. Motivo por el cual es recomendable considerar estándares de estanqueidad en la Reglamentación Térmica chilena para luego aumentar las exigencias de modo similar en ambos factores.

5. Conclusiones

El uso creciente de combustibles fósiles ha dirigido al planeta hacia un potencial cambio climático, cuyas consecuencias podrían ser irreversibles, motivo por el cual las autoridades internacionales han puesto su atención en el desarrollo de políticas de Eficiencia Energética que contribuyan a disminuir su consumo energético. En este contexto, los Estados Miembros de la Unión Europea se han comprometido a reducir para el 2020 los gases de efecto invernadero en un 20%, a aumentar en un 20% la explotación de ener-gías renovables y a adoptar medidas de Eficiencia Energética que permitan obtener un ahorro energético de un 20%.

Los Estados Miembros de la Unión Europea han avan-zado de modo dispar en la definición de estrategias que permitan cumplir este objetivo, sin embargo tie-nen en común el hecho de buscar exigencias que per-mitan disminuir el consumo energético de calefacción doméstica, la cual contribuye significativamente a las emisiones de dióxido de carbono a la atmósfera, una de las causas del efecto invernadero y el consecuente cambio climático, y que tiene un alto potencial de ahorro. Las medidas de Eficiencia Energética se han direccionado en gran parte a reducir las pérdidas a




través de la envolvente las cuales corresponden a pérdidas por transmisión y pérdidas por ventilación.

Actualmente la Reglamentación Térmica de Chile solo regula las pérdidas por trasmisión no conside-rando las pérdidas por ventilación, las cuales pueden mermar o anular cualquier mejora realizada por la propia Reglamentación Térmica. Por lo anterior, el presente estudio revisó los estándares establecidos por Alemania, Austria, Bélgica, Bulgaria, Dinamarca, Eslovenia, Estonia, Francia, Letonia, Lituania, Noruega, Portugal, Reino Unido y Suecia en lo que respecta a la limitación de infiltraciones de aire con el objetivo de obtener lecciones a considerar en una futura re-glamentación chilena de este aspecto.

Se observó que la técnica utilizada para evaluar la per-meabilidad al aire o hermeticidad de las viviendas que limita las pérdidas por ventilación, corresponde a la técnica de presurización, la cual consiste básicamente en medir, en régimen estacionario el flujo necesario, que pasa a través de un ventilador, para mantener una diferencia de presión constante entre el interior y el exterior de la vivienda.

Se observó que la presión de referencia utilizada para los estándares era 50 Pa salvo Francia que utiliza 4 Pa. La utilización de 50 Pa es lo suficientemente alta para evitar las interferencias producidas por las presiones naturales, siendo razonablemente precisa, sin embargo no representa una cantidad de interés, si se quieren comprender los flujos que atraviesan la envolvente en condiciones normales de uso, dadas las presiones a las que son sometidas las viviendas son más cercanas 1Pa.

Una estimación más exacta de la estanqueidad al aire en condiciones normales requiere una prueba a pre-siones normales. En este sentido la presión utilizada por Francia, 4 Pa, representa de un mejor modo la realidad, sin embargo evaluaciones con este diferencial genera variaciones entre +87% y -45%, mientras que la variación alcanza solo un 15% cuando se realiza la prueba de presurización con un diferencial de presión de 50 Pa.

Una segunda diferencia que se observó en los están-dares establecidos por los distintos países corresponde a la unidad de medida, las cuales permiten comparar un inmueble de otro. La más utilizada (8 países) co-rresponde a la tasa de renovaciones de aire, la que corresponde a la cantidad de veces que se renueva el aire interior considerando los aportes de las infiltracio-nes. La segunda más utilizada (4 países) pertenece a la permeabilidad de la envolvente, la cual se relaciona con el caudal de infiltraciones que atraviesa la super-ficie de la envolvente. Finalmente Dinamarca y Suecia

usan un estándar que relaciona la estanqueidad del inmueble con la superficie del suelo.

Independiente que todas las unidades expresadas anteriormente deben ser parte de un informe de evaluación de hermeticidad de la vivienda, dado que proporcionan distintas informaciones relevantes a la hora de hacer el diagnóstico de un inmueble, parece apropiado considerar una unidad con las renovaciones de aire como requisito, dado su fácil comparación y entendimiento con otros flujos de aire.

Se observó que la efectividad de los estándares de-pende de las características climáticas, el comporta-miento de los usuarios, entre otras variables que difie-ren de país en país, lo que dificulta su comparación. Sin embargo, se constató una tendencia de los países en estudio a establecer estándares diferentes según el tipo de ventilación, donde las viviendas con ventilación natural tienen un estándar de hermeticidad menos estricto que las viviendas con ventilación mecánica. Esta diferencia se debe a que las viviendas con venti-lación natural requieren cierto nivel de infiltraciones que permitan un ingreso de aire que favorezca su movimiento natural, por su parte las viviendas con ventilación mecánica requieren limitar las infiltraciones de aire, cuyo aporte incontrolado puede derivar en un mal uso del sistema de ventilación.

A su vez, se discutió sobre la diferencia entre los niveles de estándar de los países, los cuales se encuen-tran influidos por las características locales, entre ellas el clima, dado que el viento y la temperatura influyen directamente en las infiltraciones de aire, diferentes zonas climáticas pueden tener estándares distintos para obtener el mismo resultado.

Dados los puntos anteriores, se consideró recomen-dable para una futura reglamentación chilena cuyo objetivo sea establecer estándares de hermeticidad a la vivienda, tener en consideración las zonas climáti-cas de Chile, puesto que la zonificación térmica que regula actualmente la Reglamentación Térmica no considera otras variables climatológicas importantes a la hora de analizar las infiltraciones. Y considerar una diferenciación según el tipo de ventilación y tipología de la vivienda que permita un mejor control de las infiltraciones de aire.

Finalmente se observó la tendencia de los países desarrollados a aumentar los estándares de herme-ticidad paulatinamente, l legando hasta 0,6 vol/h en el caso de las viviendas pasivas. Por su parte, en el contexto nacional, la Reglamentación Térmica solo considera estándares que buscan disminuir las pérdidas por transmisión, lo que no garantiza un




adecuado comportamiento energético de las viviendas. Se concluye que la inclusión de requisitos de herme-ticidad para viviendas es clave a la hora de definir estrategias que contribuyan a asegurar un adecuado suministro de energía en el largo plazo; mejorar la seguridad del suministro de energía para reducir la dependencia de fuentes extranjeras; proporcionar un medio ambiente sano y libre de contaminación para la sociedad, y ayuden a la mitigación del cambio cli-mático global.

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8. Sherman, M.H. & Chan, R. (2004). Building Airtightness: Research and Practice. California, Estados Unidos: Lawrence Berkeley National Laboratory.

Agradecimientos

Este estudio se llevó a cabo como parte de una te-sis doctoral del centro de investigación Architecture et Climat de la Université catholique de Louvain en Bélgica. Los autores desean agradecer al equipo de Architecture et Climat en especial a Claudia Rojo y a las entidades Gobierno de Chile con su programa Becas Chile de CONICYT y la Escuela de Construcción Civil de la Pontificia Universidad Católica de Chile.

Bibliografía

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Influence of water content

on evolution of hydration

slag cement pastes

Influencia del contenido de agua en la evolución de la hidratación de pastas de cemento con escoria

Autores

Fecha de recepción


01/11/2011

12/04/2012

CASTELLANO, C. Universidad Nacional del Centro de la Provincia de Buenos Aires, [email protected] Buenos Aires, Argentina

BONAVETTI, V. Universidad Nacional del Centro de la Provincia de Buenos Aires, [email protected] Buenos Aires, Argentina

IRASSAR, E. Universidad Nacional del Centro de la Provincia de Buenos Aires [email protected] Buenos Aires, Argentina



páginas: 64 - 74 ] C. Castellano, C. - Bonavetti, V. - Irassar, E. [

Abstract

Resumen La evolución de la hidratación de las pastas de cemento con escoria granu-lada de alto horno depende de varios factores; entre ellos, las características de la adición (finura, composición y reacti-vidad), de las proporciones de la mezcla (contenido de escoria, relación agua/material cementante, presencia de acti-vadores alcalinos) y de las condiciones de curado (humedad y temperatura). Si se mantienen constantes las características de la escoria y las condiciones de curado, la cantidad de escoria que podrá hidra-tarse dependerá del contenido de agua disponible para su reacción.

The evolut ion of the hydrat ion of cement pastes with granulated blast furnace s lag depends on severa l factors including the characteristics of the addition (fineness, composition and reactivity) of the proportions of the mixture (slag content, w/b ratio, the presence of alkaline activators) and curing conditions (humidity and temperature ) . I f remain constant characterist ics of the slag and the curing conditions, the amount of slag hydration may depend on the content of water available for reaction.

This paper evaluated the effect of the w/b (0.3, 0.4 and 0.5) on the evolution hydration and mechanical properties in pastas with variable content of granulated slag, blast furnace (0-80%) cured at 20 º C. The influence of individual variable on the compressive strength was determined from the analysis of the response surface central composite experimental design. The evolution hydration was evaluated through non evaporable water content and the amount of s lag reacted. Complementary were detected by XRD hydration products.

En este trabajo se evalúa el efecto de la relación agua/material cementante (0.3, 0.4 y 0.5) sobre el mecanismo de hidratación y propiedades mecánicas, de pastas con contenido variable de escoria granulada de alto horno (0 a 80%) curadas a 20 ºC. La influencia de cada variable en la resistencia me-cánica a compresión fue determinada a partir del análisis de las superficies de respuesta resultantes del diseño de experimentos. La evolución de la hidra-tación se estudió a través del conteni-do de agua no evaporable y el cálculo de la cantidad de escoria reaccionada. Adicionalmente se detectaron los pro-ductos de hidratación por DRX.

Key words: Granulated blast furnace slag, water/binder ratio, mechanical strength, slag reacted.

Palabras clave: Escoria granulada de alto horno, relación a/mc, resistencia me-cánica, escoria hidratada.



páginas: 64 - 74] C. Castellano, C. - Bonavetti, V. - Irassar, E. [

1. Introducción

La evolución de la hidratación de pastas de cemento con escoria granulada de alto horno depende princi-palmente de la reactividad, el tipo, la finura, y la pro-porción de escoria; y de las características del cemento portland, la presencia de activadores alcalinos, la rela-ción agua/material cementante (a/mc), y el tiempo y la temperatura de curado. Si las características físicas y químicas de la escoria se mantienen constantes, y las condiciones de curado no se modifican, la velocidad de reacción de la escoria decrece marcadamente con el incremento del porcentaje de reemplazo y con la disminución de la relación a/mc, efecto generado por la limitación del espacio disponible para alojar los productos de hidratación.

En este sentido, investigaciones efectuadas por Chidiac y Panesar [1] han determinado que la cantidad de agua no evaporable de pastas con contenidos variables de escoria y relaciones a/mc de 0,31 y 0,40, decrece sustancialmente con el incremento del contenido de escoria y la disminución de la relación a/mc. Este comportamiento puede ser atribuido a que con la disminución de la relación a/mc existe menos espacio disponible en la pasta para la disolución y precipitación de los productos de hidratación.

Resultados similares fueron informados por Lumley et al. [2], quienes han determinado que la cantidad de escoria reaccionada en pastas elaboradas con 8% de cemento, 92% de escoria y relación a/mc de 0,30 solo alcanzaba a los 2 años el 30%, mientras que este valor se incrementaba a 65% cuando el contenido de adición en la pasta era de 30% y la relación a/mc de 0.60. De esta manera, la relación a/mc modifica la hidratación desarrollada de pastas de cemento con contenidos variables de escoria.

Considerando que las partículas de escoria son genera lmente menos react ivas que las par t í -culas del cemento portland, en el inicio de la hi-dratación se produce un aumento de la relación a/c efectiva, definida como la relación entre el con-tenido de agua y el material capaz de producir CSH [3], generando un aumento en la porosidad y una disminución de la resistencia inicial de la pasta. Con el transcurso de la hidratación y la reacción de la adi-ción se produce una matriz más densa y homogénea, densificando la microestructura y aumentando las propiedades mecánicas y durables de la pasta [4].

Sin embargo, la resistencia alcanzada por el hormigón elaborado con cemento con escoria también depen-derá de la relación a/mc empleada, pues se ha regis-trado que este material presenta menores pérdidas

de resistencia que el hormigón de cemento portland sin adición frente al aumento de la relación a/mc [4]. Estudios realizados por Malhotra [5] en hormigones elaborados con 45 y 65% de escoria determinaron que la resistencia de los hormigones con escoria es particularmente menor en las primeras edades y esta tendencia es más marcada para relaciones a/mc bajas (0,30-0,38). No obstante, la resistencia de hormi-gones con alta relación a/mc (0,56) a edades avan-zadas, alcanza o excede la resistencia del hormigón con cemento portland sin adición, mientras que la resistencia del hormigón con escoria y baja relación a/mc, independiente de la edad resulta menor que la obtenida por el hormigón sin adición. Este com-portamiento muestra que la resistencia resultante en un hormigón con escoria dependerá de la relación a/mc, pues durante la reacción del cemento portland y la escoria se requiere mayor espacio disponible para alojar los productos de hidratación [6].

En el presente trabajo se evalúa la influencia de la relación a/mc sobre la evolución de la hidratación y las propiedades mecánicas, de pastas con contenido variable de escoria granulada de alto horno (0 a 80%) y distintas relaciones a/mc (0.30, 0,40 y 0.50), siendo las mismas curadas a 20 ºC.

2. Parte experimental

Cemento: En esta investigación se utilizó un cemento portland sin adiciones (CPN, IRAM 50000), con una composición mineralógica de 62% de C3S, 14% de C2S, 0% de C3A y 16% de C4AF, categoría resistente CP50 y una finura Blaine de 360 m2/kg. La composición química y las propiedades físicas de este material se muestran en la Tabla 1.

Escoria granulada de alto horno: La escoria granu-lada de alto horno (E) presentó un módulo químico (C+M+A/S) de 1.76 y una finura Blaine de 460 m2/kg. Su análisis por DRX mostró solo una pequeña propor-ción de materiales cristalinos (melilita) en 2 Ө = 30,0º (d: 3.00). La composición química y las propiedades físicas se informan en la Tabla 1.

Cementos mezclas estudiados: Los cementos con adiciones se obtuvieron por reemplazos variables de cemento CPN por escoria. Los contenidos estudiados fueron 0, 20, 40, 60 y 80%, definiendo así cementos mezclas con un rango de medio a alto contenido de adiciones que se identificaron con el término CPN más (+) el contenido de escoria incorporado.

Proporciones de las mezclas: Con los cementos mezclas previamente definidos se elaboraron las pastas con relaciones a/mc de 0.30, 0,40 y 0.50.



] C. Castellano, C. - Bonavetti, V. - Irassar, E. [

Tabla 1. Composición química y propiedades físicas de los materiales

Cemento portland, CPN Escoria granulada de alto horno, E

SiO2

Al2O3

Fe2O3

CaOMgOSO3

K2ONa2OPérdida por calcinación

20,983,465,23

63,520,862,350,950,092,12

34,0711,95

1,0438,58

9,540,840,410,151,30

DensidadRetenido sobre tamiz,% 75 µm (#200) 45 µm (#325)Parámetro de posición, x’ (µm)a

Parámetro de homogeneidad, nb

3,10

0,300,11

14,501,20

2,95

00,9

19,871,04

a Diámetro característico de la distribución de tamaños de partículas, obtenido a una masa acumulada de 63.2%.b Pendiente de la curva de distribución del tamaño de las partículas que representa el ancho de la misma.

Moldeo y curado de las pastas: Las pastas fueron co-locadas en moldes de 25 x 25 x 300 mm y compactadas en dos capas de 25 golpes cada una. Inmediatamente después, los moldes fueron cubiertos con un film plás-tico y se colocaron a la temperatura de curado de 20 ºC con una variación ± 1 ºC. Después de 24 horas las probetas se retiraron de los moldes, se colocaron en recipientes herméticos y se curaron a esa temperatura, con agua saturada con cal en el caso de las pastas con CPN y solo con agua en el caso de las pastas con escoria, hasta las edades de ensayo que fueron 2,7, 28 y 90 días. El volumen de agua de curado se mantuvo comprendido entre 3,5 y 4,0 veces el volumen de las probetas.

Resistencia mecánica: La resistencia a compresión se evaluó sobre probetas prismáticas, con una sección transversal de 25 x 25 mm. Los resultados informa-dos en la Tabla 2 corresponden al promedio de seis determinaciones con una variación menor a ± 10% del valor medio.

Agua no evaporable: Para estimar el progreso de la hidratación se analizó el contenido de agua no evaporable de acuerdo al procedimiento propuesto por Powers [7], determinándose como la diferencia entre el peso de la muestra seca a 105 ºC (P105), el peso a 950 ºC (P950) y el peso de las pérdidas por cal-cinación del cemento (PxCPN) y la escoria (PxE) en los porcentajes correspondientes, todos ellos referidos a

la cantidad de material cementante (mc) presente en la muestra. En este último término se asumió que la totalidad de la escoria reacciona para producir CSH. (Ecuación 1).

Wn P P PxCPN PxEmc

=− − +( )105 950

Difracción de Rayos X (DRX): Las determinaciones se realizaron con un difractómetro Philips X’Pert equipa-do con monocromador de grafito, usando radiación CuKa, y operando a 40 kV y 20 mA. El registro se realizó a una velocidad de 2°/min y el intervalo de paso fue de 0,02.

Contenido de escoria hidratada: La determinación de este parámetro se efectuó empleando el modelo de hidratación de cementos con escoria propuesto por Chen et al. [8], en el cual se consideran que; la canti-dad de agua necesaria para hidratar completamente un gramo de cemento portland, es de 0,185 gramos [9]; mientras que este valor para hidratar un gramo de escoria es de, 0,203 gramos [10]; y que los productos sólidos de hidratación considerados para el cálculo del modelo son conformes con los productos de hi-dratación obtenidos por DRX en la pastas estudiadas. De esta manera, a partir de este modelo fue posible también estimar los volúmenes de las distintas fases de las pastas hidratadas a 90 días.




Diseño de experimentos: Para el estudio de la in-fluencia de la relación a/mc sobre la resistencia del cemento con escoria se adoptó un diseño de experi-mentos central compuesto centrado [11], en el cual las variables experimentales son el contenido de escoria (0 a 80%) y la relación a/mc (0,30, 0,40 y 0,50), las cuales se denominan X1 y X2, respectivamente.

La Figura 1 muestra el dominio definido por los puntos experimentales (•) del diseño adoptado. A partir de este sistema, la resistencia a compresión se determinó por el análisis de las superficies de respuesta. La ecua-ción del modelo está dada por la Ecuación 2:

Y= b0 + b1 x1 + b2 x2 + b3 x12 + b4 x22 + b5 x1 x2

donde, Y: es la resistencia a compresión a una edad determinada, X1 y X2: son las variables experimentales y b,...,b5: son los coeficientes estimados a partir del método de mínimos cuadrados que se informan en la Tabla 3. El coeficiente R2 fue mayor a 0,96 indicando una buena correlación entre los valores experimentales y calculados. La máxima diferencia entre la resistencia a compresión experimental y calculada fue de ± 7,2%.

3. Presentación de resultados

Resistencia a compresión: La Figura 2 muestra las curvas de isorrespuestas de la resistencia a compresión de las pastas estudiadas hasta la edad de 90 días. En todos los casos, se ha determinado el entorno de cada superficie de respuesta considerando que el mismo sea en el orden del 10% de la máxima resistencia obtenida en el dominio estudiado a cada edad.

A 2 días (Figura 2a), puede observarse para cada rela-ción a/mc la disminución de resistencia que se registra a medida que el contenido de escoria en el cemento mezcla se incrementa. Así, las pastas CPN+40E (37,02 MPa) y CPN+80E (11,01 MPa) con relación a/mc de 0,30 registran una disminución de este parámetro del

Figura 1. Dominio de los cementos con adiciones estudiados

CPN+80E

CPN+60E

CPN+40E

CPN+20E

CPN0,30

0 20

Contenido de escoria %

Rela

ción

a/m

c

40 60 80

0,40

0,50

Tabla 2. Resistencia a compresión de las pastas

Resistencia a compresión, MPa

Tipo de cemento

a/mc = 0,30 a/mc = 0, 40 a/mc = 0,50

2d 7d 28d 90d 2d 7d 28 d 90d 2d 7d 28 d 90 d

CPN 60,67 69,30 87,33 95,18 46,14 56,95 69,00 75,22 19,98 47,65 60,14 64,93

CPN+20 52,42 65,33 91,74 95,44 39,52 54,48 73,09 81,31 19,07 44,66 60,80 69,60

CPN+40 37,02 60,53 81,36 89,42 28,86 41,20 65,18 81,60 14,42 34,20 58,60 68,19

CPN+60 23,01 45,25 65,76 74,99 18,45 28,39 56,51 67,18 8,99 22,30 50,28 59,16

CPN+80 H,Ol 33,62 64,51 72,64 9,20 19,30 50,83 55,60 4,99 16,26 43,65 49,86




Tabla 3. Coeficientes estimados a partir del método de mínimos cuadrados y R2

Edad, díasCoeficientes resistencia a compresión

R²b b1 b2 b3 b4 b5

2 74,9 –1,24 56,7 –1,08* –327,6 2,22 0,99

7 166,4 –0,32 –434,2 –2,77* 397,5 0,20 0,98

28 185,4 –0,28 –424,9 –3,43* 349,5 0,70 0,96

90 162,6 –0,04 –281,6 –5,91* 175,9 0,62 0,96

(*) el número informado * 10-3.

Figura 2. Curvas de isorrespuestas de la resistencia a compresión de los morteros. a) 2 días, b) 7 días, c) 28 días y d) 90 días




39 y 81% con respecto a la resistencia alcanzada por la pasta CPN (60,67 MPa).

Mientras que cuando la relación a/mc es de 0,50, las disminuciones son de 28 y 75% respectivamente. También puede observarse que para un determinado contenido de escoria a medida que la relación a/mc disminuye se produce un incremento en la resistencia de las pastas, y que este aumento se atenúa con el incremento del contenido de la adición. Así, las pastas con X1<40% las curvas de isorrespuestas se presentan más próximas entre sí, mientras que para las variables 0,30<X2< 0,40 y X1>40% las mismas tienden a alinear-se con respecto a la variable X2, indicando una menor influencia de la relación a/mc sobre la resistencia en esta zona del dominio estudiado.

Por último, la pasta CPN+20E presenta un incremento de la resistencia del 175% (52,42 y 19,07 MPa) entre la máxima y mínima relación a/mc, mientras que las pastas CPN+40E y CPN+80E registran un aumento del 157 (37,02 y 14,42 MPa) y 120% (11,01 y 4,99 MPa), respectivamente.

A 7 días (Figura 2b), las disminuciones de resistencia que ocasiona la incorporación de escoria para las distintas relaciones a/mc son menores a las registra-das a 2 días. Así, la pasta CPN+40E con relación a/mc de 0,30 (60,53 MPa) presenta una disminución de resistencia de 13% con respecto a la registrada por la pasta CPN (69,3 MPa), mientras que este valor para la pasta CPN+80E es 51% (33,62 MPa). Por otra parte, las superficies de isorrespuestas presentan un cambio en la pendiente con respecto a las registradas a 2 días,

indicando que para un determinado contenido de adición se producen menores ganancias de resisten-cia a medida que la relación a/mc disminuye. De esta manera, la pasta CPN + 20E presentan un incremento de la resistencia de 146% (65,33 y 44,66 MPa) entre la máxima y mínima relación a/mc, mientras que este aumento para la pasta CPN + 80E es de 106% (33,62 y 16,26 MPa).

A 28 días (Figura 2c), para una relación a/mc deter-minada y valores de X1<40%, la resistencia alcanzada por las pastas es del mismo orden. De esta manera, la resistencia registrada de las pastas se encuentran entre 86 ± 5, 70 ± 4 y 60 ± 2 MPa cuando la relación a/mc es de 0,30, 0,40 y 0,50, respectivamente.

A 90 días (F igura 2d), e l comportamiento ob-servado de la resistencia es similar al obtenido a 28 días. Para valores de X1>40% y cualquier valor de variable X2, existe una mayor influencia de las varia-bles sobre la resistencia a compresión alcanzada por las pastas.

Por último, analizando en su conjunto la Figura 2 puede observarse que las zonas delimitadas por cada superficie de respuesta es mayor a medida que aumen-ta la edad, es decir, que para alcanzar un determinado nivel resistente existen mayores combinaciones de valores de X1 y X2 posibles.

Agua no evaporable: La Figura 3 muestra la evolu-ción del contenido de agua no evaporable de las pas-tas elaboradas con 0, 40 y 80% de escoria y relación a/mc de 0,30, 0,40 y 0,50 a las edades estudiadas.

Figura 3. Agua no evaporable de las pastas a distintas temperaturas de curado. a) CPN, b) CPN + 40E y c) CPN + 80E

Fuente: Dominio de los cementos con adiciones estudiados.




Observando que la pasta CPN (Figura 3a) con diferen-tes relaciones a/mc, a todas las edades presenta un incremento de este parámetro con el aumento de la relación a/mc. Así, a 2 días las pastas con a/mc de 0,40 y 0,50 registran un contenido de agua no evaporable 20 y 41% mayor al obtenido en la pasta con relación a/mc de 0,30; mientras que estos valores a 90 días son de 16 y 28%, respectivamente.

La pasta CPN + 40E (Figura 3b), presenta para todas las edades estudiadas importantes aumentos en el contenido de agua no evaporable a medida que au-menta la relación a/mc, siendo los valores obtenidos por la pasta con relación a/mc de 0,50 entre 28 y 47% mayor a los registrado por la pasta con relación a/mc de 0,30, mientras que estos valores para la pasta con relación a/mc de 0,40 son entre 12 y 23% mayor. En tanto que estos aumentos para la pasta CPN + 80E (Figura 3c) resultan considerablemente menores. Así, el contenido de agua no evaporable para las pastas elaboradas con relación a/mc de 0.50 es entre 4 y 13% mayor a las registradas con la relación a/mc de 0,40, mientras que con respecto a las pastas con relación a/mc de 0.30 estos valores resultan entre 18 y 30% mayores. Por otra parte, cuando la relación a/mc es 0,40 ó 0,50 se produce un incremento de este pa-rámetro en el orden del 20% entre los 28 y 90 días, mientras que los valores permanecen prácticamente constante cuando la relación a/mc es de 0,30

Productos de hidratación por DRX: La Figura 4 muestra el DRX de las pastas CPN, CPN + 40E y CPN + 80E y relación a/mc 0,30, 0,40 y 0,50 corres-pondiente a 90 días.

En las pastas CPN los compuestos de hidratación de-tectados fueron: hidróxido de calcio (CH) y ettringita (E), en tanto que también se determinó la presencia de ferroaluminato tetracálcico (C4AF) procedente del cemento sin hidratar. Estos mismos compuestos fueron hallados en las pastas CPN + 40E y CPN + 80E en las que además se identificó una fase similar a la hidrotal-cita (HT) [12,13], propia de la hidratación de la escoria.

4. Discusión de los resultados

Investigaciones desarrolladas previamente [14,15] han demostrado que para una temperatura de curado de 20 ºC la incorporación de escoria al cemento produce un aumento en el contenido de agua no evaporable en las primeras edades, debido al efecto filler; y en las edades más avanzadas dado por la hidratación de la adición.

Sin embargo, para elevados contenidos de escoria, el efecto físico no puede compensar completamente el efecto de dilución del mismo producido por la menor cantidad de material inicialmente reactivo, y genera un aumento en la relación a/c efectiva y una disminu-ción en el contenido de agua no evaporable [16], que ocasiona las importantes disminuciones de resistencias observadas a 2 días (Figura 2a) para una determinada relación a/mc.

Los resultados obtenidos en el contenido de agua no evaporable permiten determinar que si bien las pas-tas de cemento con escoria granulada de alto horno muestran un paulatino incremento de la hidratación con la edad, su contribución es apreciable luego de los 7 días. La escoria reacciona generando productos de hidratación esencialmente similares a los obtenidos por el cemento portland [17] pero con menor contenido de CH (Figura 4) [18], produciendo el refinamiento de poros en la pasta de cemento y un aumento de la resis-tencia [3]. Así a edades más avanzadas, es posible para una determinada relación a/mc aumentar el contenido de escoria para alcanzar un nivel resistente dado.

La Figura 5 muestra el máximo contenido de escoria que se puede incorporar al cemento en función de cada una de las relaciones a/mc, para alcanzar una resistencia a compresión mayor al 90% de la registrada por la pasta CPN para cada una de la relaciones a/mc. Se puede observar que a medida que aumenta la edad se incrementa el contenido de escoria que se puede incorporar al cemento para alcanzar un determinado nivel resistente. Pero este contenido máximo también es función de la relación a/mc, pues a medida que este parámetro diminuye el contenido de escoria decrece. Este comportamiento puede atribuirse a que la hidra-tación de la escoria es menor con la disminución de

Figura 4. DRX de las pastas con relación a/mc de0.30, 0,40 y 0.50. a) Pasta CPN, b) Pasta CPN + 40E y

c) Pasta CPN 80E





la relación a/mc, siendo este efecto más pronunciado para relaciones a/mc menores a 0,40.

Por otra parte, la Tabla 4 muestra la cantidad de esco-ria que ha reaccionado a la edad de 90 días, calculada aplicando el modelo de Chen et al. [8]. En la misma se puede observar que con el aumento del contenido de escoria en el cemento se produce un incremento de la cantidad de escoria reaccionada para cada relación a/mc [19]. El grado de reacción de la escoria no solo depende de la relación a/mc, sino también del por-centaje de reemplazo de la adición [20]. Esto está ocasionado principalmente a la limitación del espacio disponible para la disolución y precipitación de los productos de hidratación [2], debido a que el CSH generado durante la hidratación de la escoria ocupa mayor volumen que el correspondiente al cemento portland sin adición [20] y no por la falta de CH dado que a 90 días aún existe CH en el sistema (Figura 4).Además, también se puede ver que para la pasta CPN + 40E, el contenido de escoria que ha reacciona-do crece 1,8 veces cuando la relación a/mc aumenta de 0,30 a 0,50, mientras que este valor para la pasta CPN + 80E es de 1,6 veces.

También a partir del modelo de Chen et al. [8] fue posible estimar los volúmenes de las fases (Figura 6), de las pastas hidratadas a 90 días con 0, 40 y 80%

Tabla 4. Contenido de escoria que ha reaccionado a 90 días

Muestra CPC+40E CPC+80E

0,30 0,40 0,50 0,30 0,40 0,50

Cantidad de escoria hidratada, % 20 31 36 36 50 58

Figura 5. Contenido de escoria en función de la relación a/mc para alcanzar una resistencia

mayor al 90% de la pasta CPN


Figura 6. Composición en volumen de las pastas a) CPN, b) CPN +40E y c) CPN +80E a 90 días




de escoria y relaciones a/mc de 0,30, 0,40 y 0,50. La Figura 6 muestra que para un mismo contenido de escoria, al incrementar la relación a/mc se incrementa el grado de hidratación de la escoria como también el volumen correspondiente a la porosidad capilar. Este resultado corrobora el comportamiento mecánico que se visualiza a través de las curvas de isorrespuestas a esta edad (Figura 2d); donde las resistencias son menores a medida que se incrementa el contenido de adición y aumenta la relación a/mc, debido a la mayor porosidad capilar del sistema. De esta manera, un au-mento del grado de hidratación de las pastas con igual contenido de adición no necesariamente conducirá a un mejor comportamiento mecánico. Pues en estos casos, el comportamiento está gobernado en mayor medida por el espacio disponible para el desarrollo de los productos de hidratación y la porosidad resultante que por el grado de hidratación alcanzado.

5. Conclusiones

En función de los resultados obtenidos en pastas de cemento con contenido variable de escoria granulada de alto horno, se puede concluir que:

A 2 días, para alcanzar una resistencia similar a la obtenida por la pasta CPN en cada relación a/mc el contenido de escoria que se incorpore al cemento debe ser menor al 20%, pues para contenidos mayores el aumento en la relación a/c efectiva no puede ser com-pensado por el efecto filler producido por la adición.

A edades avanzadas, el contenido de escoria a incor-porar para alcanzar un determinado nivel resistente es función de la relación a/mc, pues a medida que este parámetro disminuye, la cantidad de escoria que reacciona es menor debido a la limitación del espacio disponible para la disolución y precipitación de los productos de hidratación.

El aumento del grado de hidratación de las pastas con escoria que se produce cuando se incrementa la relación a/mc, no necesariamente conducirá a un mejor comportamiento mecánico de las mismas, pues en estos casos, este comportamiento está gobernado en mayor medida por la porosidad que por el grado de hidratación alcanzado.




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páginas: 75 - 86 ] C. Castellano, C. - Bonavetti, V. - Irassar, E. [

Detection of weak points

of sound insulation in

constructed buildings

Detección de puntos débiles de aislamiento acústico en edificación ya construida

Autores

Fecha de recepción


21/03/2011

16/04/2012

DEL REY, R. Universitat Politècnica de València, [email protected] Valencia, España

ALBA, J. Universitat Politècnica de València, [email protected] Valencia, España RAMIS, J. Universidad de Alicante, [email protected] Alicante, España

BERTÓ, L. Universitat Politècnica de València, [email protected] Valencia, España



Abstract

Resumen El aislamiento acústico es un proble-ma de difícil solución una vez que la obra ya está acabada. En el caso de que la obra esté finalizada y no se cumplan con los valores de calidad acústicos que nos marca la legislación, deben detectarse los puntos débiles que provocan esa deficiencia de ais-lamiento acústico. La publicación de catálogos de soluciones constructivas hace que el problema no sea el mate-rial elegido, sino cómo se han unido estos materiales entre sí. Por tanto, debe analizarse este problema y buscar

A poor sound insulation of building elements that constitute a building has a difficult solution when the building is finished. If we have a finished building in which not reached the minimum values of sound quality that marks the relevant legislation, we must be able to detect weaknesses that cause gaps in the sound insulation. The publication of catalogs of constructive solutions makes the problem not the material of choice, but how these materials have been joined together. Therefore,

this problem must be analyzed and we should seek mechanisms that determine the weak points.

This paper proposes a method to detect weak transmission paths between two sites. This method obtains the vibration reduction index as indicator of weak transmission paths. In this work we can see several case studies in a building an how to value what is the transmission path that weakens the global sound insulation of the whole construction

mecanismos con los que determinar los puntos débiles.

En este trabajo se propone un método para la determinación de caminos dé-biles de transmisión entre un recinto emisor y un recinto receptor. El método obtiene el índice de reducción vibracio-nal, como indicador de estos caminos débiles. Se muestran en el trabajo varios casos estudiados en el propio edificio, y cómo valorar la transmisión que de-bilita el aislamiento global de todo el conjunto constructivo.

Keywords: Sound insulation, lateral transmissions, measurement.

Palabras clave: Aislamiento acústico, flancos laterales, medición.



] Del Rey, R. - Alba, J. - Ramis, J. - Bertó, L. [

1. Introducción

El aislamiento acústico es uno de los problemas que en la actualidad se plantea en la edificación de calidad. Las fuentes de ruido son cada vez más numerosas y emiten niveles más altos. Por ejemplo, el tráfico se ha incrementado notablemente en los últimos años au-mentando el nivel de ruido en fachada de las distintas edificaciones, los niveles dentro de las viviendas han aumentado por el incremento del número de fuentes y otros motivos, tal y como se relata en estudios de la Organización Mundial de la Salud [1].

Al mismo tiempo se han ido incrementando las exigen-cias de confort del ciudadano, como se justifica con diferentes trabajos de investigación donde se observa la gran dispersión en los resultados de las mismas so-luciones constructivas [2][3]. Esto ha llevado en parte a un gran desarrollo legislativo en los últimos años, donde a nivel internacional diferentes países han publi-cado distintas normativas para disminuir el ruido en la edificación [4][5]. Toda esta normativa busca disminuir el nivel de ruido en diferentes hábitats, como los de vivienda y trabajo, para reducir el efecto del ruido en la salud de las personas.

En este desarrollo legislativo se han plasmado varias cuestiones. Una de las cuestiones ha sido la necesidad de tener datos concretos y conocimiento del compor-tamiento acústico de todos los materiales empleados en edificación cuyo fin último sea la reducción del rui-do. Han aparecido catálogos oficiales publicados con materiales y elementos constructivos [4] [5] y trabajos de investigación buscando la mejora de las soluciones constructivas [6][7].

Otra de las cuestiones que también se ha impuesto es la importancia de la cuantificación y/o estimación de las transmisiones laterales, causa por la cual se pro-ducen esas grandes dispersiones. La nueva legislación implica no solo diseñar y validar el muro o la pared de separación en un laboratorio o en una cámara de transmisión sino que se debe tener en cuenta todos los elementos o flancos instalados finalmente en la edificación, y valorar la transmisión del ruido por los diferentes caminos que se crean en la solución final decidida.

Para poder estimar el efecto de las transmisiones late-rales se pueden utilizar las normas UNE-EN 12354 [8][9] donde se ofrecen diferentes métodos predictivos de soluciones de aislamiento completas, partiendo de los elementos que constituyen la solución y de las condiciones de unión entre éstos. Las condiciones de unión se modelan con un parámetro denominado índi-ce de reducción vibracional, que está relacionado con

la transmisión de potencia vibratoria entre diferentes elementos estructurales, de forma normalizada. Este índice de reducción vibracional es uno de los paráme-tros más importantes, una vez elegidas las soluciones constructivas, para una correcta estimación del aisla-miento acústico.

El índice de reducción vibracional se puede obtener en las UNE-EN 12354 [8][9] para ciertos casos muy concretos. Sin embargo, existen otros casos para los cuales no hay información al respecto. Para paliar este problema está apareciendo la familia de normas UNE EN ISO 10848 [10][11], que ofrece métodos de ensayo en laboratorio de este “índice de reducción vibracional”. En este caso, el valor de ensayo sustituye a la predicción ofrecida por las normas anteriores para realizar los cálculos. Sin embargo, estas normas solo ofrecen la posibilidad de ensayo de ciertas soluciones constructivas, estando todavía por resolver, por ejem-plo, las soluciones con entramados ligeros.

Actualmente no existe una norma reconocida para la medición del “índice de reducción vibracional” “in situ”. Diferentes investigadores han llegado a procedimientos similares bastante parecidos a las líneas de actuación que se marcan en la UNE-EN ISO 10848-1:2007 [12][13][14]. Dado que el “índice de reducción vibracional” es crítico en el cálculo final, podría medirse este parámetro en obra para tener datos reales con configuraciones que luego podrían volver a repetirse.

En este trabajo se analiza ese protocolo de ensayo “in situ” del índice de reducción vibracional, y se valida “in situ” en edificio acabado, con el fin último de buscar la justificación a la gran dispersión observada en las mismas soluciones constructivas.

2. Índice de reducción vibracional

2.1 Definición de índice de reducción vibracional

El índice de reducción vibracional o índice de reducción de vibraciones, Kij es una magnitud relacionada con la transmisión de potencia vibratoria entre diferentes elementos estructurales que confluyen en una unión, que se mide en decibelios.

El índice de reducción vibracional es un parámetro de gran importancia que indica si un camino de transmi-sión considerado plantea un problema de aislamiento acústico. Cuanto mayor sea este parámetro, mayor es el aislamiento acústico en ese camino. Si es cero, es muy probable que ese camino presente un de-bilitamiento acústico y haya que revisar la solución



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adoptada. En la Figura 1 se presenta un esquema de diferentes caminos de transmisión extraídos de la UNE-EN 12354-1 [8]. En ese esquema, F indica flanco y D elemento separador. Se utiliza la mayúscula para el recinto emisor y la minúscula para el receptor.

Una de las expresiones a partir de la cual se puede obtener esta magnitud es la siguiente:

=+

+KD D l

a adB

210 logij

v ij v ji ij

i j

, , (1)

Donde:

Dv,j es la diferencia del nivel de velocidad entre los elementos i y j, cuando el elemento i es excitado, en decibelios

Dv,j es la diferencia del nivel de velocidad entre los elementos j e i, cuando el elemento j es excitado, en decibelios

lij es la longitud común de la unión entre los elementos i y j, en metros.

ai es la longitud de absorción equivalente del elemento i, en metros.

aj es la longitud de absorción equivalente del elemento j, en metros

La longitud de absorción equivalente se puede calcular mediante la siguiente expresión:

=⋅π ⋅

⋅a S

c Tff

2.2s

ref2

0

(2)

Donde:

Ts es el tiempo de reverberación estructural del ele-mento i o j, en segundos, S es el área del elemento i o j en metros cuadrados, f es la frecuencia central de la banda, en hercios, fref es la frecuencia de referen-cia;1000 Hz y c0 es la velocidad del sonido en el aire, en metros por segundo.

2.2 Medición del índice de reducción vibracional

Como se observa en el punto anterior, el índice de reducción vibracional se determina mediante el ensayo de dos magnitudes diferentes: la diferencia de niveles de velocidad promediada y el tiempo de reverberación estructural de cada uno de los elementos que confor-man la unión.

2.2.1 Medición de diferencia de velocidades

Es necesario conocer la diferencia del nivel de veloci-dad entre los elementos i y j, cuando el elemento i es excitado, en decibelios, Dv,ij y la diferencia del nivel de velocidad entre los elementos j y i cuando el elemento j es excitado, en decibelios, Dv,ji, este se puede obtener a partir de los niveles de velocidad.

= −D L Lv ij v i v j, , , (3)

En la UNE-EN 10848-1 [10] se describen dos formas de excitar los elementos para poder obtener la velocidad de excitación de éstos, excitación aérea o excitación estructural. En el procedimiento de ensayo detallado a continuación y utilizado para obtener todos los resul-tados que se muestran en este trabajo se ha escogido la excitación estructural, por ser la excitación aérea en los casos que es aplicable más lenta e ineficaz.

Como excitador se ha utilizado para superficies hori-zontales una máquina de impactos normalizada. Esta se dispone formando un ángulo de 45º con la normal de la superficie a medir. En superficies verticales se utiliza una caladora. De esta forma se asegura, en la medida de lo posible que la fuerza de excitación sea constante durante la realización de las medidas.

Para contrarrestar la posibilidad de que la fuerza de excitación no sea constante, sobre todo para superfi-cies verticales en las que la caladora es sujeta por un operario que interviene en las mediciones, se realizan los promediados de las diferencias de los niveles de velocidad (Dv,ij o Dv,ji) y no de los niveles de velocidad en cada elemento (Li o Lj). Además para cada punto

Figura 1. Diferentes caminos de transmisión ij

fF

FfDf

Dd

Fd

dD




de excitación se registran simultáneamente los niveles en el elemento excitado y en elemento inverso. En la Figura 2 se pueden observar imágenes de este proce-dimiento de medida.

Como transductores de registro de la vibración se uti-lizan acelerómetros de pulgada de Brüel&Kjaer, Type 4370, obteniendo la aceleración de vibración.

En la normativa UNE-EN 10848-1 [10] se detalla que en general es suficiente con tres posiciones de excitación y nueve posiciones de transductor, y tres posiciones de transductor asociados a cada posición de excitación. En el procedimiento seguido se han realizado cinco po-siciones de excitación y tres posiciones de transductor asociadas a cada posición de excitación. Las posiciones entre transductor, excitador y límites de los elementos de ensayo seguidos en este procedimiento también han sido los que se detallan en la normativa UNE- EN 10848-1 [10]. Se han distribuido todos los puntos de medida de forma aleatoria y no simétrica y antes de cada medición debe comprobarse que se supera en 10 dB el nivel de fondo en cada banda de frecuencias.

2.2.2 Medición del tiempo de reverberación estructural

Los valores de las absorciones de longitud equivalentes, ai y aj, se determinan de acuerdo con la Ecuación (2) por lo tanto es necesario conocer los tiempos de reverberación estructural, Tsi y Tsj. El tiempo de rever-beración estructural se define como el tiempo que se

requiere para que la velocidad o nivel de aceleración en una estructura disminuya 60 dB después de que la fuente sonora estructural haya cesado. Se determina mediante excitaciones puntuales y mediciones pun-tuales de la velocidad o la aceleración. En el caso que nos ocupa, en diferentes posiciones de transductor.

Se permite según UNE-EN 10848-1 [10] la excitación mediante vibrador o martillo. El procedimiento se-guido ha sido excitar con martillo. Se ha utilizado un martillo de Brüel&Kjaer, type 8208. Éste dispone de diferentes extremos, cada uno de una masa diferente, por lo que mediante este procedimiento asegura que queden excitadas todas las diferentes bandas de fre-cuencia, variando, cuando ha sido necesario, la masa del martillo.

Se han realizado, como mínimo, tres puntos de exci-tación en el elemento a estudio. Se han distribuido de forma aleatoria los impactos con martillo y los transductores, con el fin de obtener estadísticamente puntos de medición con la suficiente precisión para obtener a partir de éstos por promediado aritmético el tiempo de reverberación del elemento a estudio y en base a las condiciones descritas por la UNE-EN 10848-1 [10].

En todo momento debe cumplirse que el tiempo de respuesta del detector promediador era el suficiente para poder registrar la caída. En la Figura 3 se puede observar el detalle de alguna de las mediciones.

Figura 2. Detalle de mediciones en superficie horizontal (forjado) y vertical (medianera) de los niveles de velocidad




2.3 Fórmulas empíricas para el índice de reducción vibracional

Otra vía posible para determinar el índice de reducción vibracional es a través de ecuaciones empíricas. Estas fórmulas pueden encontrarse en la UNE- EN 12354-1 [8], o en estudios específicos realizados por institutos o grupos de investigación para topologías de unión determinadas. Las ecuaciones empíricas que se dan para la estimación de Kij se basan en el parámetro M:

= ⊥M mm

lg i

i

'

' (4)

Donde

m i'

es la densidad superficial (kg/m2) del elemento i en la transmisión ij.

m i'⊥ es la densidad superficial (kg/m2) del otro elemen-

to, perpendicular al i, y que forma la unión.

Además, en el caso de que existan elementos flexibles insertados, se introduce un parámetro D1:

11

1101= >g ffdB f f; (5)

Donde f1= 125 Hz si la relación entre el Módulo de Young (E1 en N/m2) y espesor (e1 en m) del elemento flexible insertado es la siguiente: E1/e1 ≈ 100 N/m2. En la Tabla 1 se resumen algunas expresiones empíricas de la norma UNE-EN 12354-1 [8].

Existen otras fórmulas empíricas obtenidas por labo-ratorios internacionales que ensayan según la UNE-EN 10848 [15] [16] [17].

3. Resultados

En este apartado se muestran algunos de los resultados de campaña de ensayos realizados para el estudio de transmisiones laterales. Se muestran resultados aso-ciados a diferentes campañas de medición en obras a punto de entregarse.

3.1 Unión en cruz rígida

Se presentan algunos resultados de ensayos “in situ” de un edificio en construcción para una unión en cruz entre medianeras y forjados. La descripción de los elementos que forman la configuración “in situ” se detalla a continuación y en la Figura 4 se pueden observar fotografías de ensayo.

Las medianeras están compuestas por paredes dobles de ladrillo hueco doble del 7 (de pequeño formato) enlucido en la cara exterior con yeso (15 mm) con lana acústica en su interior. El forjado es de bovedilla de hormigón de 25 cm y 372 kg/m2, con suelo flotante de poliuretano, 151 kg/m2. Se considera para las compa-raciones con las ecuaciones empíricas m= 372 kg/m2.

En la Figura 5 se ilustra cómo son los resultados de las mediciones de las diferencias de niveles de velocidad para los diferentes caminos de transmisión estudiados. En principio, a falta de otras correcciones según (1), a mayor diferencia de niveles de velocidad, mayor índice de reducción vibracional, y por tanto, mayor aislamiento acústico en el camino considerado. En la Figura 6 se ilustra un resultado de ensayo del tiempo de reverberación estructural sobre la pared de ladrillo.

Las masas por unidad de área (kg/m2) para realizar la estimación según las expresiones empíricas han sido obtenidas a partir del catálogo de elementos construc-tivos del Código Técnico de la Edificación [5].

En la Figura 7 se comparan datos del índice de re-ducción vibracional medidos, determinados según la UNE-EN 12354-1 por dos hipótesis diferentes (con y sin tener en cuenta el suelo flotante) y fórmulas corregidas según el CSTB [15].

3.2 Unión en T rígida

Se presenta en la Figura 8 resultados de una unión en T formado por un elemento simple y un elemento doble.

Figura 3. Medida del tiempo de reverberación estructural en una maqueta a escala de hormigón

D




Tabla 1. Algunas fórmulas empíricas del Índice de reducción vibracional de la UNE-EN 12354-1

Unión rígida en cruz

= + +K M M dB dBoctava8, 7 17,1 5, 7 ; 0

132

( )= + =K M K dB dBoctava8, 7 5, 7 ;0

122

23

Unión rígida en T

= + +K M M dB dBoctava5, 7 14,1 5, 7 ;0

132

( )= + =K M K dB dBoctava5, 7 5, 7 ;0

122

23

Unión flexible en T (1)

= + +K M M dB5, 7 14,1 ,5, 7 2132

1

= + +K M M dB3, 7 14, 5, 7242

≤ ≤ −K dB dBoctava0 4 ;0

24

Unión flexible en T (2)

( )= + + =K M K dB5, 7 5, 7122

1 23

Unión en cruz de elementos pesados y livianos

= + −K M ffdB dB10 20 3, 3lg ;min10

k13

= − +K M M dB3,0 14,1 5, 7 ;242

Unión en cruz de elementos pesados y livianos

( )= + + =K M ffdB K10 10 3, 3lg

K12 23

= >f Hz mm

dBoctava500 3;0

K2

1




Figura 4. Ilustración de ensayo de medida

Figura 5. Evolución de la diferencia de niveles de velocidad con la frecuencia, para los diferentes caminos

estudiados de la conción en cruz rígida

Figura 6. Tiempo de reverberación estructural en diferentes posiciones del transductor para una de las

medianeras de la maqueta de hormigón

Figura 7. Comparación de los valores globales de los diferentes caminos de transmisión

experimentales y empíricos

El simple es un forjado con suelo flotante y pavimento de 30 cm, la masa de carga del forjado base de 350 kg/m2. El elemento doble es ladrillo panal enlucido por una de sus caras y ladrillo de gran formato del 7, de masa 230 kg/m2. Como cuestión importante, ya que hay un suelo flotante instalado, se han usado para la predicción del índice de reducción vibracional dos hipótesis: considerar la unión sin elemento elástico y considerarla con elemento elástico. Si se sigue la UNE-EN 12354-1 la fórmula válida es la de unión rígida.




3.3 Unión en cruz con elementos livianos

En este caso se muestra el resultado en la Figura 9 de una configuración en cruz con tabiquería seca de doble placa de yeso laminado (13+15) a cada lado y en un perfil de 63 mm, lana de roca en el interior, en vertical. En el momento de las medidas, esta tabiquería está colocada sobre la capa de mortero a falta de colocar el acabado. La parte horizontal es forjado de canto 30 cm con suelo flotante compuesto por una lámina de impacto de 5 mm de espesor y 5 cm de capa de mortero. Se muestran los resultados para el piso 2 y el piso 3 de una vivienda de tres plantas.

A continuación se muestran también resultados en la Figura 10 para una configuración en cruz de doble placa de yeso laminado y un material de amortiguación de alta densidad, lana mineral dentro de la cavidad de 250 mm de espesor. Se muestran dos ensayos en dos plantas distintas, a y b.

3.4 Unión en T con elementos livianos

Se presenta por último en la Figura 11 una unión continua rígida en T de elemento entramado auto-portante simple con elemento homogéneo simple con revestimiento (techo). El elemento simple es un forjado (techo) con suelo flotante y pavimento de 30 cm y masa de 350 kg/m2. El elemento autoportante es entramado simple, de masa 25 kg/m2.

4. Discusión

Una vez mostrados algunos resultados de diferen-tes tipologías de unión, se pueden comentar ciertas cuestiones.

Figura 8. Valores globales experimentales y empíricos para el esquema de Unión T

Figura 9. Valores globales experimentales y empíricos para el esquema de unión cruz con elementos livianos

Figura 10. Valores globales experimentales y según ecuaciones empíricas para los diferentes

caminos estudiados

Unión en CruzConfiguracion a

Unión en CruzConfiguracion b

Unión en CruzYeso con lana/Suelo flotante

Unión en T. Panal+LGF7/Suelo Flotante




Figura 11. Valores globales experimentales y según ecuaciones empíricas para los diferentes

caminos estudiados

Figura 12. Fotografías de detalle de algunas obras

En primer lugar, si se analizan los resultados resumidos en la Figura 7, se puede observar que existe cierta coincidencia entre los valores del índice de reducción vibracional medido, y los obtenidos mediante el uso de fórmulas empíricas. Parece que en este tipo de uniones, las expresiones empíricas se ajustan relati-vamente bien y que podrían usarse para la obtención de este parámetro. Si se analiza el caso de unión en T rígida resumido en la Figura 8, aunque la norma UNE-EN 12354-1 indica que no se tiene en cuenta el suelo flotante en los cálculos, los ensayos evidencian que en caminos donde la transmisión pasa por esos suelos, se ajusta mejor la predicción si se usan las fórmulas con elementos elásticos insertados.

También hay mucha diferencia en el caso de tipologías con doble ladrillo (Figura 9). La UNE-EN 12354-1 nos indica que las masas se suman en una única masa total para hacer los cálculos y parece que eso no es adecua-do para este tipo de tipologías. El CSTB [15] y otros laboratorios están estudiando fórmulas más precisas.

Respecto a las uniones con elementos livianos, si se analiza la Figura 10, puede verse que no se ajustan a los ensayos las fórmulas que nos ofrece la UNE-EN 12354-1 para unir elementos pesados y livianos. Sin embargo, en la Figura 11, donde todos los elementos son livianos, los ajustes son bastante buenos.

Por tanto, sí que se observa que un buen ajuste en algunos casos, pero no en otros. En la Figura 12 se añaden unas fotografías tomadas en obra, para jus-tificar también algunas desviaciones. Se pueden ver

cómo ciertos defectos de obra se ocultan sobre todo en caso de índices de reducción vibracional bajo.

En segundo lugar es conveniente tratar la utilidad de índice de reducción vibracional. Si se dispone de valo-res de ensayo, como en este caso, podemos observar qué camino es el más débil. En la Figura 7 se ve cla-ramente cómo el camino “Medianera-Medianera” es el más débil, y por tanto el que tenemos que estudiar y mejorar.

Unión en T. Entramado Autoportante/

Techo simple con revestimiento




En la Figura 8, los resultados medidos son elevados y con poca diferencia. Por tanto, si la elección de materiales ha sido adecuada, esta solución es robusta. En la Figura 9 se ve un debilitamiento claro en el camino 2-4, que debe ser estudiado. Ocurre lo mismo en la Figura 10, en el camino 1-4. Por último, la solución mostrada en la Figura 11 es robusta como se ve en sus valores.

5. Conclusiones

Como conclusión final, puede indicarse que para poder estudiar la influencia de las transmisiones laterales en el valor del aislamiento acústico global de todo el conjunto constructivo es conveniente estudiar con detenimiento el índice de reducción de vibraciones, Kij. Si es posible, de forma experimental, y si ello no es factible, de forma empírica. En este trabajo se ha propuesto un procedimiento de ensayo para determi-nar este parámetro “in situ”.

En los modelos que se describen en la norma UNE EN 12354-1 se obtiene un valor estimado mediante

diferentes expresiones empíricas. Se ha visto coinci-dencia en algunos casos, pero no en otros. Esto es debido a varias cuestiones: la aparición de defectos de obras ocultos en muchos casos que no modelables de forma sencilla, o que, las aproximaciones que se hacen en la UNE-EN 12354-1, al incluir suelos flotan-tes, revestimientos, elementos elásticos no ajustados exactamente a las expresiones empíricas estas fórmulas necesitan revisarse.

Por último destacar que la determinación del índice de reducción vibracional “in situ” podría ayudar a la búsqueda de puentes acústicos y que al mismo tiempo sería conveniente ampliar el número de expresiones empíricas para este parámetro, añadiendo más casos.

Agradecimientos

Este trabajo ha sido financiado por el Ministerio de Educación y Ciencia. DG RESEARCH (BIA2007-C02-01 y BIA2007-C02-02) y por el Ministerio de Ciencia e Innovación (BIA2010-17723).




Referencias

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5. REAL DECRETO 1371/2007, de 19 de octubre, por el que se aprueba el documento básico «DB-HR Protección frente al ruido» del Código Técnico de la Edificación y se modifica el Real Decreto 314/2006, de 17 de marzo, por el que se aprueba el Código Técnico de la Edificación

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9. UNE EN 12354-2:2001 Acústica de la edificación. Estimación de las características acústicas de las

edificaciones a partir de las características de sus elementos. Parte 2: Aislamiento acústico a ruido de impactos entre recintos

10. UNE-EN ISO 10848-1:2007. Acústica. Medida en laboratorio de la transmisión por flancos del ruido aéreo y del ruido de impacto entre recintos adyacentes. Parte 1: Documento marco. (ISO 10848-1:2006)

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12. Alba, J., Ramis, J., Escuder, E., del Rey, R. Effect of the estimation of the wall/floor junction type on the acoustic isolation.Acoustics’08. Paris. 29 Junio-4 Julio 2008.

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14. Del Rey Tormos, Romina; Alba Fernández, Jesús; Ramis Soriano, Jaime; Escuder Eva. Nuevas fórmulas empíricas para la obtención del índice de reducción vibracional de uniones con suelos flotantes. Congreso de Métodos Numéricos en Ingenieria . Barcelona.2009.

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páginas: 88 - 101 ] Valdés, G. - Pérez-Jiménez, F - Martínez, A. [

Effect of temperature and

asphalt mixture type on

the fatigue behaviour of

flexible pavements

Influencia de la temperatura y tipo de mezcla asfáltica en el comportamiento a fatiga de los pavimentos flexibles

Autores

Fecha de recepción


31/01/2012

09/04/2012

VALDÉS, G. Universidad de la Frontera, [email protected] Temuco, Chile

PÉREZ-JIMÉNEZ, F. Universidad Politécnica de Cataluña, [email protected] Barcelona, España

MARTÍNEZ, A. Universidad Politécnica de Cataluña, [email protected] Barcelona, España



Abstract

Resumen Este artículo presenta un estudio expe-rimental y analítico destinado a ana-lizar la durabilidad de los pavimentos flexibles frente al fallo de fisuración por fatiga. Se evalúan las variables de temperatura ambiente, tipo de granu-lometría y ligante asfáltico utilizado en la fabricación de la mezcla. La fase experimental ha consistido en determi-nar el comportamiento a fatiga de una serie de mezclas asfálticas comúnmente utilizadas en capas de base, unas rígi-das y otras más flexibles, con distintas granulometrías, las cuales son evalua-das a las temperaturas de 20ºC y 5ºC, para simular el comportamiento de los pavimentos en diferentes estaciones climáticas. Se presenta un análisis de la vida a fatiga de una estructura de pavimento flexible utilizando las leyes de fatiga y los módulos dinámicos, am-bos obtenidos experimentalmente. Para este análisis, en función de las variables

This article presents an experimental and analytical study to evaluate the fatigue behavior of flexible pavements. Variables as temperature, gradation and asphalt binder type used in the asphalt mixture are evaluated. An experimental phase is carried out to evaluate the fatigue behavior of different types of asphalt mixtures. These mixtures are usual ly used in base layers of flexible pavements. Test temperatures considers 20ºC and 5ºC to simulate the pavements behavior in different seasons. Fatigue behavior of a pavement structure is evaluated through fatigue laws and dynamic modulus, both are

obtained experimentally. Multi layer elastic modeling is used to determine the stress and deformation states necessary to determine the fatigue life of the pavement structure under analysis. The results show a better fatigue performance of the pavement structure when higher fines content in the gradation are used in asphalt mixtures, regardless of binder type and temperature. Also, this research shows that the increased stiffness of asphalt mixtures has greater influence on the fatigue life of pavement than the loss of the ability to deform because of temperature decrease and use of more viscous binders.

evaluadas en este estudio, se ha reali-zado una modelación elástica multica-pa de la estructura de pavimento con la finalidad de determinar los estados tensionales y de deformación reque-ridos para determinar la durabilidad a fatiga de la estructura bajo análisis. Los resultados obtenidos en este traba-jo señalan que las mezclas con mayor contenido de finos en su granulometría presentan un mejor comportamiento frente al fallo por fisuración por fati-ga, independiente del tipo de ligante y temperatura evaluada. Además se pudo establecer para las mezclas evaluadas que existe una mayor influencia en la vida a fatiga de pavimento por parte del aumento de la rigidez de las mezclas asfálticas en relación a la pérdida de la capacidad de deformación producida tanto por efectos de disminución de temperatura como por la utilización de ligantes más viscosos.

Keywords: Asphalt pavement, fatigue distress, cracking.

Palabras clave: Pavimentos asfálticos, fallo por fatiga, fisuración.



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

1. Introducción

Los principales agentes solicitantes de los pavimentos son las cargas generadas por el tráfico y las condicio-nes ambientales a las que está expuesto el pavimento durante su puesta en servicio.

El tráfico solicitante es un factor de primera impor-tancia a la hora de determinar o predecir el daño en el tiempo que sufrirá un pavimento en un periodo dado. Sin embargo, la caracterización de las solicita-ciones producidas por el tráfico sobre los pavimentos es bastante compleja, debido no solo a la variabilidad y periodicidad de los vehículos que lo solicitan, sino también a las interacciones vehículo-pavimento y ve-locidades de circulación que producen fenómenos con solicitaciones adicionales a las propias cargas estáticas de los vehículos (Brown et al., 2001).

Por otra parte, las solicitaciones medioambientales tienen también una gran influencia en el compor-tamiento mecánico del pavimento. La temperatura es considerada uno de los agentes ambientales que influyen de manera directa en el comportamiento de los pavimentos, modificando su rigidez, debido a las características termoplásticas del material que cons-tituye las capas asfálticas de los pavimentos flexibles. A medida que aumenta la temperatura, las capas del pavimento asfáltico se vuelven menos rígidas y cuan-do disminuye se incrementa la rigidez de estas capas (Roberts et al., 1996). Este efecto se aprecia en mayor grado en las capas de rodadura, generando estados tensionales de origen térmico que se superponen a los generados por la acción del tráfico, lo que trae consi-go un efecto en la durabilidad de la estructura (Pérez et al., 2011). Sin embargo, a medida que la capa de mezcla se encuentra más profunda, como es el caso de las capas de base de mezcla asfáltica, las tensiones térmicas tienen un efecto despreciable en los estados tensionales del pavimento, influyendo la temperatura prácticamente solo en la rigidez de la mezcla (Nesnas y Nunn, 2004).

Consecuentemente el efecto de la matriz de áridos que conforma el esqueleto mineral de las mezclas asfálticas tiene un papel importante en la respuesta mecánica de las mezclas asfálticas frente a los fallos producidos por las solicitaciones de tráfico y medioambientales. Existe una influencia directa de la granulometría utilizada en el comportamiento del esqueleto mineral de las mez-clas frente a las solicitaciones de carga, puesto que de acuerdo a su granulometría, estas aportan a la mezcla una rigidez diferente, y un comportamiento más o menos resistente a fallos por fisuración (Jagliardo, 2003, Myers et al., 1998).

Otro aspecto considerado en la durabilidad de las estructuras de pavimento, y que tiene un efecto en el módulo de rigidez de sus capas, es el ligante asfáltico utilizado en la fabricación de la mezcla. Un ligante de mayor viscosidad o dureza permite conseguir mezclas más rígidas, pero a su vez más frágiles, mientras que un ligante de menor viscosidad o dureza, permite ob-tener mezclas más flexibles, pero menos rígidas (Pérez y Bardesi, 2006).

Tal como se ha señalado en los puntos anteriores, existe una importante influencia de temperatura am-biente en la rigidez de las capas asfálticas, y además, la granulometría y ligante utilizado en la fabricación de las mezclas influyen en el comportamiento y du-rabilidad de éstas.

En este contexto, uno de los deterioros en los pa-vimentos asfálticos más frecuentes que afectan la durabilidad de éstos, es el fallo por fatiga, también conocido como piel de cocodrilo, que se observa en la Figura 1. Este tipo de fallo ocurre generalmente en áreas del pavimento sujeta al impacto de numerosas y repetidas cargas por tráfico, principalmente en la zona de rodada de la calzada, en la cual la mezcla asfáltica de la capa inferior o capa de base asfáltica de la estructura, sufre un fatigamiento o pérdida paulati-na de sus propiedades estructurales, producto de las cargas reiteradas que generan estados de tensiones y deformaciones en su fibra inferior (FHWA, 2003).

El fallo por fisuración por fatiga en las mezclas asfál-ticas es motivo de discusión en la literatura, puesto que existen investigadores que señalan que las mezclas más rígidas, sobre todo cuando éstas están expuestas a bajas temperaturas, se comportan con demasiada fragilidad, siendo más susceptibles a una fisuración rápida y brusca en condiciones de carga que la lleven a una deformación levemente mayor que la admitida. Sin embargo, las mezclas más dúctiles soportan mayores deformaciones, y por ende, son menos susceptibles a fisurarse a fatiga. Por otra parte, otras investigaciones indican el mejor comportamiento a fatiga de mezclas rígidas, cuando se utilizan en estructuras de pavimento en las capas intermedias y de base, o bien, cuando se utilizan en estructuras para tráfico liviano (Malan et al. 1989; Kandal y Parker, 1998; García et al., 2009; Pérez y Bardesi, 2006; Jajliardo, 2003).

Tradicionalmente, el comportamiento a fatiga ha sido y sigue siendo un motivo de estudio en las mezclas asfálticas y se ha representado por medio de una ley de fatiga, la cual se determina a través de los parámetros resultantes de ensayos cíclicos, aplicando un deter-minado criterio de fallo. La importancia de la ley de fatiga radica en que es una herramienta fundamental



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Figura 1. Tensiones y deformaciones producidas por cargas de tráfico en las capas asfálticas del pavimento y pavimento fisurado severamente por fatiga

Fuente: Racanel et al., 2009; Pavement Tools Consortium

en el dimensionamiento de estructuras de pavimento mediante los actuales métodos de diseño mecanicistas.

De acuerdo a lo anterior, el presente artículo de inves-tigación presenta un estudio experimental junto con un análisis de sus resultados, que aporta respuestas a las discusiones planteadas en la literatura. Los resul-tados obtenidos en laboratorio han sido utilizados y modelados en un sistema multicapa elástico de diseño mecanicista de pavimentos con el objetivo de evaluar la influencia que tienen las variables de temperatura ambiente, granulometría y tipo de ligante utilizado en la mezcla, en la durabilidad al fallo por fatiga en estructuras de pavimentos asfálticos, centrando el análisis de estas variables en mezclas utilizadas en capas de base asfáltica, las que son más susceptibles al fallo por fatiga, tal como se observa en la Figura 1.

2. Enfoques de análisis del deterioro por fatiga en mezclas asfálticas

En ingeniería, y en especial, en la ciencia de materia-les, la fatiga de materiales se refiere a un fenómeno por el cual la rotura de los materiales bajo cargas dinámicas cíclicas se produce ante cargas inferiores a las cargas estáticas que producirían la rotura, es decir, el fenómeno de fatiga está asociado al deterioro que se produce en un material a consecuencia de la aplicación de cargas repetidas con una magnitud muy inferior a la resistencia máxima que puede soportar el material.

Uno de los criterios más ampliamente utilizados en la caracterización del comportamiento a fatiga de las mezclas asfálticas ensayadas en laboratorio, es el criterio clásico. Este criterio considera la rotura de la probeta cuando la rigidez de la mezcla alcanza la mitad del valor que tenía inicialmente. Para ensayos controlados por deformación o desplazamiento, la rotura o fallo de la probeta se producirá en el ciclo en que la carga inicial, F0, se reduzca a la mitad de la misma, F0/2, tal como se observa en la Figura 2a.

La ley de fatiga tiene por objeto caracterizar el com-portamiento de una determinada mezcla asfáltica sometida a una carga cíclica y es obtenida a partir del ensayo de múltiples probetas a diferentes nive-les de desplazamiento y/o deformación controlada. Cada ensayo entrega un punto dentro de la ley de fatiga de la mezcla asfáltica, tal como se observa en la Figura 2b. Esta última se determina relacionando las deformaciones máximas iniciales producidas en el centro de la probeta, con el número de ciclos nece-sarios para reducir la rigidez de la probeta a la mitad, obteniendo pares de valores correspondientes a varios ensayos a diferentes amplitudes de desplazamiento, que permiten definir la ley de fatiga en deformación con control en desplazamiento.

Estudios llevados a cabo en el Laboratorio de Caminos de la Universidad Politécnica de Cataluña mediante una serie de ensayos a fatiga, entre los que se en-cuentran el ensayo a flexotracción en tres puntos, han permitido establecer un nuevo criterio de fallo por fatiga llamado (Pérez et al., 2007). Los resultados




obtenidos de la aplicación de estos ensayos en su modalidad dinámica han puesto de manifiesto que en un ensayo de fatiga a tensión o desplazamiento controlado, al ir aumentando el número de ciclos aumenta la deformación producida y existe un nivel

de deformación a partir del cual el proceso de fatiga se propaga rápidamente (), independientemente del estado de tensiones a que ha estado sometida la probeta durante su proceso de fatiga, tal como se observa en la Figura 3. Lo anterior se traduce en que

Figura 2. a) Criterio clásico de fallo por fatiga. Ensayo controlado por desplazamiento. b) Ley de Fatiga en ensayos de desplazamiento controlado en mezclas asfálticas

Fuente: Racanel et al., 2009; Pavement Tools Consortium

Figura 3. Evolución de la deformación unitaria con el número de ciclos de carga. Ensayo de fatiga a flexotracción

Fuente: Pérez et al., 2007.




si se aplica una tensión grande, la deformación inicial producida será mayor y ésta irá aumentando en cada aplicación de carga hasta llegar a la que es cuando el proceso de fatiga acelerará hasta la rotura del material. Por otra parte, si se aplica una carga pequeña esta deformación será menor, pero aumentará igualmente en cada aplicación de carga hasta un nivel de defor-mación igual al caso anterior (deformación crítica), a partir del cual la fisura progresa rápidamente hasta la rotura del material.

3. Descripción del estudio experimental

El plan de trabajo experimental se desarrolló con la finalidad de analizar el comportamiento de mezclas asfálticas, comúnmente utilizadas en capas de base de estructuras de pavimento, respecto a las variables: temperatura ambiente, granulometría y tipo de ligante asfáltico utilizado en la mezcla. Los resultados obteni-dos de la fase experimental fueron analizados y se uti-lizaron en la modelación de estructuras de pavimento con la finalidad de realizar un análisis de sensibilidad respecto de cómo estas variables evaluadas afectan en la durabilidad a fatiga de las estructuras de pavimento.

3.1. Materiales utilizados

Las mezclas asfálticas evaluadas en este estudio expe-rimental se fabricaron con las granulometrías de áridos especificadas en la normativa española para capas

de base asfáltica de estructuras de pavimento. Estas fueron las correspondientes a las tipos gruesas y semi-densas, con un tamaño máximo del árido de 20 mm, denominadas G-20 y S-20, respectivamente (Tabla 1). Ambas mezclas se fabricaron con ligantes asfálticos de diferente dureza, un ligante de penetración 60/70 dm, utilizado generalmente en mezclas convencionales, y un ligante de penetración 13/22 dm, utilizado más fre-cuentemente en mezclas de módulo elevado, Tabla 2.

3.2 Ensayo a fatiga

El procedimiento para determinar el comportamiento a fatiga de las mezclas evaluadas en la fase experimental fue el que se encuentra recogido en la actual norma-tiva europea UNE-EN 12697-24 en el anexo C. Este método caracteriza el comportamiento de las mezclas asfálticas sometidas a una carga cíclica, en un ensayo de fatiga por flexión en tres puntos, utilizando probe-tas prismáticas. El procedimiento consiste básicamente en someter una probeta prismática, apoyada en sus extremos y sujeta en su centro, a un desplazamiento de éste que varía con el tiempo según una función sinusoidal, de forma: D = Do sen (2πFt), hasta el fallo de la probeta, como se observa en la Figura 4.

Para la realización del ensayo se utiliza una prensa servohidráulica de alta precisión MTS (Material Testing System) que dispone de una cámara ambiental capaz de controlar la temperatura con una precisión de ±1ºC y un equipo de adquisición de datos.

Tabla 1. Granulometrías de mezclas utilizadas en el estudio experimental

Tamaño Tamiz UNEMezcla S-20 Mezcla G-20

Banda inf. Banda sup. PASA (%) banda inf. banda sup. PASA (%)

25 100 100 100 100 100 100

20 80 95 87,5 75 95 75

12,5 64 79 71,5 55 75 55

8 50 66 58 40 60 40

4 35 50 42,5 25 42 25

2 24 38 31 18 32 19

0,5 11 21 16 7 18 10

0,25 7 15 11 4 12 7

0,125 5 10 7,5 3 8 6

0,063 3 7 5 2 5 5




Tabla 2. Propiedades de los ligantes empleados en la fase experimental de la investigación

Características del asfalto Unidad B13/22 B60/70

Penetración (25ºC; 100 g; 5s) 0,1 mm 17 64

Índice de penetración – 0,1 –0,2

Punto de reblandecimiento anillo y bola ºC 67,3 51,7

Punto de fragilidad Fraass ºC –5 –17

Ductilidad a 25ºC cm 15 >100

Viscosidad dinámica 60ºC (Pa,s) 4 551 367

Viscosidad dinámica 135ºC (Pa,s) 1,92 0,56

Residuo RTFOT

Pérdida de masa % 0,35 0,5

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

Incremento en el punto de reblandecimiento ºC 7,5 9,6

Ductilidad a 25ºC cm 7 50

El módulo dinámico en un determinado ciclo se define como el cociente entre la amplitud cíclica de la función tensión y la amplitud cíclica de la función deformación. La amplitud cíclica de una función en un ciclo es el valor absoluto de la diferencia entre su valor máximo y su valor mínimo en ese ciclo. Este parámetro se calcula mediante la Ecuación 1.

Para la obtención de la ley de fatiga se consideran los pares de valores: mitad de la amplitud cíclica de la función de deformación en el ciclo número 200, ½[εc(200)], y el número total de ciclos aplicados (N). Luego, mediante una aproximación por mínimos cua-drados se obtiene la ley de fatiga, Ecuación 2.

Figura 4. Ensayo de fatiga de viga a flexotracción en tres puntos.




MD cc= σ ε (1)

Donde,

MD : Módulo dinámico, MPa.σc : Amplitud cíclica del esfuerzo, MPa.εc : Amplitud cíclica de la deformación.

ε = ⋅ −A N b (2)

Donde,

ε: Deformación unitaria inicial.N: Número de aplicaciones de carga hasta el fallo

por fatiga.A, b: Parámetros de la ley de fatiga dados por la re-

gresión lineal realizada.

3.3 Plan experimental

El plan de trabajo propuesto para la fase experimental, consistió en el estudio del comportamiento a fatiga

de las mezclas asfálticas G-20 y S-20, fabricadas con ligantes de diferente dureza y evaluadas a distintas temperaturas. Los ensayos experimentales de fatiga se efectuaron a las temperaturas de 5 y 20ºC, represen-tándose así a dos diferentes condiciones ambientales estacionales representativas de un clima mediterráneo a las que puede estar sometida una estructura de pa-vimento durante su periodo en servicio. En la Tabla 3 se observa un esquema de las variables analizadas en esta fase experimental.

4. Análisis de resultados experimentales

4.1 Análisis del comportamiento a fatiga de las mezclas evaluadas

La evolución del módulo dinámico con los ciclos de aplicación de carga, para la temperatura de 20ºC, se representa en la Figura 5a. Como puede obser-varse, las mezclas más rígidas, confeccionadas con el ligante de penetración 13/22 dm, presentan mó-dulos dinámicos iniciales entre 7.500 y 11.500 MPa,

Tabla 3. Variables analizadas en ensayo de fatiga a flexotracción

Tipo de MezclaContenido de ligante (%)

s/aTipo de ligante utilizado Temperatura de ensayo (ºC)

S-20 5 B60/70B13/22

20 y 5

G-20 5 B60/70B13/22

20 y 5

Figura 5. Ensayo a fatiga a flexotracción, mezcla G-20, T= 20ºC. a) Evolución módulo dinámico. b) Deformación crítica




muy superiores a los de la mezcla más deformable, fabricada con el ligante B60/70, que obtuvo valores cercanos a los 2.500 MPa. Asimismo, se observa que las curvas de evolución del módulo dinámico mues-tran un rápido descenso a partir del ciclo en que la probeta alcanza el valor de deformación crítica, ilustrado en la Figura 5b. Adicionalmente, se aprecia que las pendientes de las curvas de evolución del módulo dinámico son mayores para las mezclas más rígidas; en cambio, para la mezcla más deformable, fabricada con el ligante de penetración 60/70 dm, la pendiente es más tendida, presentando una de-gradación más paulatina.

En la Figura 6b se representa la evolución de la de-formación unitaria con respecto a los ciclos de carga para el ensayo a fatiga realizado a la temperatura de 5ºC. Ambas mezclas, la más rígida fabricada con el ligante de penetración 13/22 dm y la más flexible fabricada con el ligante de penetración 60/70 dm, presentan una baja deformación inicial, siendo ma-yor la de la mezcla fabricada con el ligante de mayor penetración. A su vez, el valor de deformación crítica para ambas mezclas se reduce respecto a sus símiles ensayadas a 20ºC, observándose así una pérdida, por parte del material, de su capacidad de admitir deformación. En relación a la evolución del módulo dinámico representado en la Figura 6a, se puede ob-servar, al igual que en el ensayo de fatiga realizado a 20ºC, un rápido descenso a partir del ciclo en el que la probeta alcanza la deformación crítica, y que sus valores iniciales son mayores en la mezcla fabricada con el ligante de menor penetración, B13/22, lo que demuestra la alta fragilidad de este tipo de mezcla a

bajas temperaturas, con respecto a la fabricada con el ligante de mayor penetración, B60/70.

4.2 Leyes de fatiga

Las leyes de fatiga de las mezclas evaluadas fueron obtenidas relacionando la deformación máxima inicial producida en el centro de la probeta con el número de ciclos necesario para reducir la rigidez o módulo a la mitad de su valor inicial. Con esto, se obtuvieron pares de valores correspondientes a diferentes amplitudes de desplazamiento aplicados a cada una de las probetas, permitiendo así, una vez trazada la línea de tendencia para los diferentes pares de valores, obtener la ley de fatiga con control de desplazamiento para cada una de las mezclas evaluadas a diferentes temperaturas. Los resultados obtenidos en la fase experimental para las mezclas fabricadas con los ligantes de alta y baja visco-sidad, B13/22 y B60/70, evaluadas a las temperaturas de 5 y 20ºC se pueden observar en las Figuras 7 y 8, clasificándose por tipo de mezcla, gruesa y semidensa, respectivamente.

La influencia de la temperatura de ensayo, evaluada en las mezclas G-20 y S-20, muestra una respuesta muy similar en ambos tipos de mezcla, Figuras 7 y 8. Cuando éstas fueron fabricadas con el ligante de ma-yor penetración, B60/70, se observa una clara pérdida de capacidad de deformación, entre las temperaturas de 20 y 5ºC, puesto que para igual número de ciclos, es la mezcla ensayada a 20ºC la que admite una mayor deformación. Sin embargo, las mezclas fabricadas con el ligante de menor penetración, B13/22, debido a su

Figura 6. Ensayo a fatiga a flexotracción, mezcla S-20, T= 5ºC. a) Evolución módulo dinámico. b) Deformación crítica




Figura 7. Leyes de fatiga mezcla gruesa tipo G-20 a 5 y 20ºC, ligantes de penetración 13/22 y 60/70 dm

Figura 8. Leyes de fatiga mezcla semidensa tipo S-20 a 5 y 20ºC, ligantes de penetración 13/22 y 60/70 dm




alta rigidez, presentan una menor diferencia entre los valores de deformación a igual número de ciclos, para las dos temperaturas evaluadas.

Adicionalmente, en las figuras se observa que aquellas mezclas que obtuvieron un mayor módulo dinámico, S-20 B13/22 y G-20 B13/22 a 5ºC, fueron las que ob-tuvieron una menor pendiente de la ley de fatiga, pará-metro “b” de la ley de fatiga, siendo más susceptibles en su vida a fatiga frente a pequeñas deformaciones. De manera opuesta, las mezclas que obtuvieron los menores valores de módulo dinámico, S-20 B60/70 y G-20 B60/70, fueron las que obtuvieron una mayor pendiente en la ley de fatiga.

Por otra parte, las mezclas fabricadas con el ligante de mayor penetración B60/70 y ensayadas a 20ºC obtu-vieron un mayor valor en el parámetro “A” de la ley de fatiga (o deformación en el ciclo 1 del ensayo de fatiga) que las mezclas fabricadas con el ligante más duro, B13/22, ensayadas a la misma temperatura. Esto indica la mayor deformación inicial de estas mezclas. A su vez, aquellas ensayadas a 5ºC presentaron un com-portamiento frágil, con un bajo valor del parámetro “A” de la ley de fatiga.

5. Evaluación de la vida a fatiga de estructuras de pavimento

5.1 Cálculo analítico de la vida a fatiga de diferentes secciones estructurales

Se han desarrollado numerosos códigos computacio-nales que permiten modelar el comportamiento de las estructuras de pavimentos mediante un análisis multicapa elástico de los materiales que las componen.

Entre ellos están KENLAYER, DARWIN, AASHTO, ECÓ-ROUTE y BISAR 3.0, entre otros. El código que ha sido empleado en ente estudio es el BISAR 3.0. Los paráme-tros de diseño utilizados fueron los correspondientes al eje equivalente en el dimensionamiento de pavimentos por métodos mecanicistas:

– Eje simple de 80 kN– Carga vertical de una rueda gemela 20 kN– Área circular equivalente de radio 10,5 cm

La estructura considerada para el análisis está com-puesta por una capa base de mezcla asfáltica de 15 cm, 25 cm de una base granular chancada estabili-zada y una explanada o subrasante con un CBR≥10%, tal como se ilustra en la Figura 9. Además, con la finalidad de disminuir posibles efectos de tensiones térmicas se consideró en este análisis una capa de ro-dadura de 4 cm compuesta por una mezcla tipo SMA (Stone Mastic Asphalt), cuyos módulos fueron medidos experimentalmente (Pérez y Valdés, 2009). En esta es-tructura variaron las condiciones de la mezcla asfáltica de capa de base, puesto que es la solicitada a fatiga. Estas variaciones se realizaron según los resultados obtenidos en la fase experimental en las diferentes mezclas, de acuerdo a su granulometría (densa o se-midensa), temperatura (20 y 5ºC) y ligante utilizado (B60/70 y B13/22). Como resultado se pudo comparar la influencia de estas variables en el comportamiento o vida a fatiga de la estructura de pavimento analizada.

Los parámetros críticos considerados en el análisis a fatiga de las secciones de la estructura evaluada fueron el colapso por compresión de la explanada o subrasante y el fallo por tracción en la capa asfáltica de base. El fallo de la explanada o subrasante está relacionado con la deformación vertical que llega a la coronación de la estructura. El segundo fallo a evaluar

Figura 9. Estructura de pavimento a evaluar con los parámetros de diseño




es el que se produce por efectos de fatiga en la capa asfáltica de base, y está relacionado con las tensiones y deformaciones tangenciales desarrolladas producto de las repetidas cargas del tráfico en la fibra inferior de esta capa.

Para el análisis de las capas asfálticas de base se utili-zaron los módulos dinámicos y las leyes de fatiga ob-tenidas experimentalmente ilustradas en las Figuras 7 y 8, dependiendo del tipo de mezcla, ligante utilizado y temperatura de ensayo. Mientras que para el aná-lisis de la explanada o subrasante, se utilizó la ley de fatiga propuesta por Edwards y Valkering, señalada en la Ecuación 3.

N z= ⋅ ⋅− −6 146 10 7 4, ε (3)

Donde,

N: Número de ciclos de carga admisibles.εz: Deformación vert ica l por compres ión de la

subrasante.

5.2 Análisis de resultados del cálculo analítico de la vida a fatiga

El efecto de las variables temperatura ambiente, granulometría de la mezcla y tipo de ligante en la vida a fatiga de una estructura de pavimento flexible se puede observar en la Tabla 4 y Figura 10. Para ello se evaluó la resistencia a fatiga de 8 secciones de la estructura señalada en la Figura 9, todas con las mis-mas dimensiones (4 cm de mezcla SMA-12, 15 cm de mezcla para capa de base y 25 cm de base granular sobre una subrasante con CBR superior a 10), pero en cada sección se varió el valor de los módulos dinámicos y leyes de fatiga de la capa asfáltica de base, de acuer-do a los resultados obtenidos en la fase experimental.

Estos fueron por tipo de granulometría de la mezcla utilizada (gruesa y semidensa), temperatura ambiente (20 y 5ºC) y tipo de ligante utilizado (B60/70 y B13/22), Figuras 7 y 8.

En la Tabla 4 se observa como en todas las secciones evaluadas el fallo por fatiga producido en la estructura ocurre antes por las deformaciones por tracción de la capa asfáltica de base que por deformaciones por compresión en la capa de subrasante, resistiendo un menor número de ciclos de carga en la capa de base asfáltica.

El análisis efectuado en función del tipo de granu-lometría utilizada en la mezcla de la capa de base, gruesa o semidensa, los resultados muestran que en igualdad de condiciones de temperatura, contenido y tipo de ligante utilizado, es la mezcla semidensa la que obtiene una mayor durabilidad a fatiga para la misma estructura evaluada. Este efecto, que se observa más claramente en la Figura 10 y se puede atribuir al mayor contenido de material fino de la mezcla semidensa (S-20), que se observa en granulometría utilizada se-ñalada en la Tabla 1. El mayor contenido de material fino proporciona a la mezcla una mayor cantidad de mástico asfáltico, concordando con lo determinado en otras investigaciones desarrolladas, donde se señala que al disminuir el volumen intragranular entre partí-culas en una mezcla asfáltica aumenta la resistencia al fallo por fisuración por fatiga (Jajliardo 2003, Harvey y Tsai, 1996).

El efecto de la temperatura en la resistencia al fallo por fatiga de las mezclas evaluadas se observa claramente en la Tabla 4 y Figura 10. Para ambos tipos de mezcla, gruesa y semidensa, fabricada con ambos tipos de ligantes de diferente viscosidad, B60/70 y B13/22, se observa como el descenso de temperatura de 20 a 5ºC,

Tabla 4. Comparación de la vida a fatiga considerando las variables evaluadas




afecta en el aumento del valor del módulo de rigidez de cada uno de los tipos de mezcla, aumentando de esta manera la capacidad estructural de la sección de pavimento evaluado, y que de acuerdo a las leyes de fatiga obtenidas en la fase experimental, aumenta el valor de número de ciclos de carga que soporta la estructura. Estos resultados obtenidos muestran a su vez, que el aumento de módulo de rigidez producto de la disminución de la temperatura es más influyen-te en la vida a fatiga que la baja en la capacidad de deformación que admiten estas mezclas producto de este descenso de temperatura, efecto que se observa en las leyes de fatiga de las Figuras 7 y 8.

Ahora bien, si se analizan las secciones de estructuras con iguales tipos de mezclas y temperaturas de eva-luación, variando solamente el tipo de ligante asfáltico utilizado en la fabricación de las mezclas, se observa en la Tabla 4 y Figura 10 que las estructuras que in-corporan en su capa de base mezclas fabricadas con el ligante de mayor viscosidad, B13/22, presentaron una mayor resistencia al fallo por fatiga que aquellas que utilizaron el ligante menos viscoso, B60/70. En este caso, al igual que en el análisis de la temperatu-ra, se observa que el aumento de módulo de rigidez producto de la mayor dureza del ligante utilizado en la fabricación de la mezcla de capa de base influye más en la vida a fatiga de la estructura analizada que la baja en la capacidad de deformación para igual

Figura 10. Vida a fatiga de las secciones estructurales evaluadas

número de ciclos que admiten estas mezclas producto de la mayor rigidez, lo cual se observa en las leyes de fatiga ilustradas en las Figuras 7 y 8.

6. Conclusiones

Las leyes de fatiga determinadas experimentalmente señalan que las mezclas asfálticas más rígidas poseen una menor pendiente de la ley de fatiga, lo que las hace altamente frágiles y mayormente susceptibles en su vida a fatiga frente a pequeñas variaciones en la deformación. Por el contrario, las mezclas menos rígidas poseen un mayor rango de deformación otor-gándoles más flexibilidad.

Las mezclas con mayor contenido de finos en su granu-lometría presentaron un mejor comportamiento frente al fallo por fisuración por fatiga, independientemente del tipo de ligante y temperatura ambiental evaluada.

En la estructura de pavimento evaluada se deter-minó que existe una mayor influencia en la vida a fatiga por parte del aumento de la rigidez de las mezclas en relación a la pérdida de la capacidad de deformación, tanto por efectos de descenso de temperatura ambiental como por utilización de ligantes más viscosos.




Referencias

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páginas: 101 - 118 ] Valdés, G. - Pérez-Jiménez, F - Martínez, A. [

Heavy load trucks and

its impact in life cycle of

asphalt pavements

Camiones de alto tonelaje y su impacto en ciclo de vida de pavimentos asfálticos

Autores

Fecha de recepción


02/08/2011

09/04/2012

DÍAZ, R. Universidad de Concepción, [email protected] Concepción, Chile

ECHAVEGUREN, T. Universidad de Concepción, [email protected] Concepción, Chile

VARGAS-TEJEDA, S. Universidad del Bío-Bío, [email protected] Concepción, Chile



Abstract

Resumen En los últimos años se inició el debate sobre la factibilidad técnico-económica de introducir en la flota de transporte de carga configuraciones de alto tone-laje (CAT). Estas configuraciones supe-ran el peso bruto total máximo de 45 t permitido en Chile, distribuyendo la carga sobre un mayor número de ejes. En Chile no existe experiencia en el uso de este tipo de configuraciones de car-ga, por lo que es prudente y necesario estudiar el impacto global que tendrían en el sistema de transporte interurbano si se implementan.

En este trabajo se analiza en particular el impacto sobre los pavimentos asfálti-cos. Utilizando un enfoque mecanicista-empírico, se comparó el impacto en el ciclo de vida producido por CAT del tipo bitrén corto y largo, y configuraciones tradicionales del tipo camión-remolque y tracto-semirremolque.

En la evaluación se consideraron di-ferentes estructuras de pavimento,

In recent years a discussion of the techn ica l -economic feas ib i l i t y o f introduce the heavy load trucks (CAT) in goods transport fleet was started. This truck configurations overpass the maximum gross weight of 45 t permitted in Chile. In Chile there not exist experience of using this type of trucks, whence is relevant to study the global impact of it over the interurban transport system.

This paper discusses the impact of heavy load trucks over asphalt pavements. Using a mechanistic-empirical framework, the impact of two types of CAT, long and short bitrén, and a one and two units 45 tons trucks were compared along the life-cycle of the pavement.

A s s e s s m e n t c o n s i d e r s d i f f e r e n t pavement configurat ions, weather

conditions and traffic levels, typical of the Bio Bio region. The mechanistic-empirical assessment was performed u s ing the A l i z e - LCPC pavement design tool and the deter iorat ion models of the Asphalt Institute. For comparing deteriorations, the l ife-cycle was assessed using the Miner Law implemented in the Mechanist-Empirical Pavement Design Guide, MEPDG.

Results show that the one unit truck induces the greater damage over the pavement and that the two unit truck induces the lower damage. The long bitren (75 tons) induce a slightly lower impact than the short bitren. However it was found evidence that the CAT induce the greater rutting in the pavement surface, which increases linearly if the gross weight of the truck increases.

condiciones cl imáticas y niveles de tránsito solicitante, representativos de la Región del Biobío. La evaluación me-canicista-empírica se realizó utilizando el método de diseño de pavimentos mecanicista francés Alize-LCPC, y los modelos de deterioro desarrollados por el Asphalt Institute. Para comparar dis-tintos métodos de evaluación y modelos de deterioro, el ciclo de vida fue eva-luado utilizando la Ley de Miner imple-mentada en la guía de diseño MEPDG de Estados Unidos.

Los resultados mostraron que el ca-mión-remolque produce mayor daño en el pavimento, mientras que el tracto-semirremolque es el que produce menor daño, ambos con 45 t de peso bruto total. El bitrén largo de 75 t produ-ce un impacto estructural levemente menor que el bitrén corto de 61 t. Sin embargo, se encontró evidencia teórica de que las CAT producen mayor ahue-llamiento superficial en forma propor-cional al peso bruto total.

Keywords: Asphalt Pavement, heavy load truck, mechanistic pavement design, rutting, cracking

Palabras Clave: Pavimento asfáltico, camión de alto tonelaje, diseño mecanicista, ahuellamiento, agrietamiento.




1. Introducción

El transporte terrestre por carretera es el principal medio de carga utilizado en la macro zona sur de Chile. Según estudios de SECTRA (2006), el camión articulado representa un 74% de la partición modal.

El tonelaje máximo legal de carga permitido en Chile está regulado por el Decreto MOP 158/1980 (MOP, 1980), el cual determina los pesos máximos por eje y limita el peso bruto total a 45 t. Sin embargo, en los últimos años, se inició un debate sobre la factibilidad técnico-económica de elevar la capacidad máxima de carga permitida por la ley, con el objetivo de mejorar la eficiencia y competitividad del transporte de carga desde el punto de vista productivo y operacional. De esta forma, se podrían introducir en la flota de trans-porte de carga configuraciones de alto tonelaje (CAT), las cuales aumentan el peso bruto total del vehículo (tara + carga) distribuyendo la carga sobre un mayor número de ejes. Las CAT son combinaciones de tractos, remolques y semirremolques utilizadas para transportar carga pe-sada que poseen un peso bruto total superior a 45 t. El camión bitrén, o b-doble, es un tipo de CAT que consiste en un vehículo tractor que remolca dos semi-rremolques, acoplados en dos puntos de articulación por medio de quinta rueda. Usualmente no excede los 25 m de longitud.

En países como Brasil, Canadá y Australia, esta con-figuración puede circular con niveles de carga que van desde 50 hasta 68 t. En los países que utilizan CAT la legislación impone rigurosas exigencias de control a estos vehículos, limitando el peso bruto total y el peso por eje en función de la distancia en-tre ejes y la longitud total (CONTRAN, 2006; MOU, 2009; NTC, 2009)

Actualmente en Chile no existe experiencia en el uso de este tipo de vehículos. Por lo tanto, es prudente y necesario estudiar el impacto global que tendrían en el sistema de transporte interurbano en el caso de ser implementados. Estudios como los realizados por el Departamento de Transporte de Estados Unidos (DOT, 2004) y por el Reino Unido (DfT, 2008), muestran que los criterios para aceptar o desechar las CAT no solo están relacionados con la resistencia del pavimento o de las estructuras, sino que involucran los siguientes aspectos de contexto:

• Impactoeneldeteriorodepavimentos• Impactoestructuralenpuentes• Característicasdeoperación(Offtracking, estabili-

dad, adelantamiento, etc.)

• Compatibilidadgeométricacon la infraestructuravial existente

• Efectosenlaseguridadyaccidentabilidad• Consumo de combust ib le, contaminación y

emisiones• Impactoenotrosmodosdetransportedecargay

en la cadena logística en general

Este trabajo discute el impacto estructural ocasiona-do por CAT y camiones tradicionales en el ciclo de vida de pavimentos asfálticos, utilizando un enfo-que mecanicista-empírico para evaluar el consumo de fatiga acumulado durante la vida de diseño del pavimento. Para ello en primer lugar se discuten los estudios realizados en otros países acerca de las CAT y el comportamiento de los pavimentos asfálticos. Posteriormente se presenta el método de evaluación utilizado en esta investigación, resaltando la caracte-rización de las cargas solicitantes, de los pavimentos a modelar, los modelos de comportamiento emplea-dos, los escenarios de evaluación considerados y los resultados obtenidos.

2. Vehículos pesados y el deterioro de pavimentos asfálticos

El tráfico, las condiciones ambientales, las caracterís-ticas de los materiales y las consideraciones de diseño son determinantes para el comportamiento de los pavimentos en el tiempo. Estos factores se relacionan con los dos deterioros estructurales más importantes y recurrentes en pavimentos asfálticos: el agrietamiento por fatiga y el ahuellamiento superficial, debido a las repeticiones de las cargas aplicadas por los vehículos pesados que circulan por el pavimento.

El agrietamiento por fatiga se manifiesta inicialmente como pequeñas grietas longitudinales en la huella de circulación, que luego se propagan rápidamente por la superficie del pavimento formando patrones del tipo piel de cocodrilo. El ahuellamiento superficial por su parte es el resultado de una deformación permanente en cada una de las capas que conforman el pavimento, y se manifiesta como una depresión canalizada en la huella de circulación de los vehículos.

Existe evidencia teórica y experimental de que di-ferentes tipos de camiones con distintas configu-raciones de ejes contribuyen en forma diferente al deterioro estructural de un pavimento. Gillespie et al. (1993) utilizaron un enfoque teórico-mecanicista para evaluar la interacción entre vehículos pesados y el deterioro de pavimentos, considerando configura-ciones de carga con un peso bruto total entre 15 y 52 t. Concluyeron que la deformación permanente




Figura 1. Método de evaluación del ciclo de vida

en pavimentos flexibles estaba determinada por el peso bruto total de vehículos pesados. Sus resultados mostraron también que el agrietamiento por fatiga no estaba relacionado con el peso bruto total, siendo su magnitud directamente proporcional a la carga individual por eje, según tipo de eje y características de suspensión.

Chatti y El Mohtar (2004) estudiaron la vida de fatiga de una mezcla asfáltica mediante un ensayo cíclico de tensión indirecta, utilizando pulsos de carga equiva-lentes a la pasada de un conjunto completo de ejes de camión. En su evaluación consideraron 20 configu-raciones distintas de vehículos pesados, cubriendo un rango de dos hasta 11 ejes. Los resultados obtenidos por Chatti y El Mohtar (2004) muestran que el daño producido por tonelada de carga transportada dismi-nuye con el uso de configuraciones de ejes múltiples (tándem y trídem). Es decir, al incrementar el número de ejes para un mismo nivel de carga, disminuye el agrietamiento por fatiga.

Salama y Chatti (2006) evaluaron el efecto de múl-tiples configuraciones de camiones pesados en el ahuellamiento de pavimentos asfálticos, utilizando un modelo empírico-mecanicista calibrado con datos de laboratorio. El modelo que utilizaron consideraba la contribución al ahuellamiento que aporta cada una de las capas que conforman la estructura del pavimento. Salama y Chatti (2006) concluyeron que despreciando la interacción entre ejes en la respuesta de deforma-ción vertical en las capas superiores (carpeta asfáltica y base), el ahuellamiento es proporcional al peso bruto total si se considera el pulso completo de carga en la evaluación.

Salama et al. (2006) estudiaron el efecto de camiones pesados con ejes múltiples en el deterioro de pavimen-tos asfálticos, utilizando una metodología de análisis estadístico de datos de desempeño de pavimentos en servicio. En su estudio consideraron configuraciones de camiones con pesos brutos totales desde 6 hasta 68 t, concluyendo que los camiones con ejes simples afectan en mayor medida el agrietamiento por fatiga que aquellas configuraciones de carga pesada con conjuntos de ejes múltiples (tándem y trídem). Sin embargo, camiones con un mayor peso bruto total tendían a producir mayor ahuellamiento.

Las investigaciones disponibles en la literatura utili-zan diferentes enfoques para estudiar el deterioro de pavimentos asfálticos causado por configuraciones de carga pesada. Sin embargo, todas son conclusivas acerca de la necesidad de estudiar el impacto del peso bruto total y del peso por eje en la respuesta es-tructural del pavimento, considerando cada situación particular de carga.

3. Metodo de evaluación

En Chile no existen pavimentos deteriorados por la circulación de CAT, ni los datos de tráfico necesarios para evaluar esta interacción de variables utilizando una metodología estadística. Asimismo, no se dispone de los equipos de laboratorio o dispositivos de simu-lación necesarios para abordar la evaluación desde un punto de vista experimental. Por lo tanto, en esta investigación se optó por utilizar un enfoque teórico mecanicista-empírico, considerando escenarios de evaluación representativos de la red vial de la Región del Biobío, la cual es representativa de la zona sur de Chile entre las regiones del Maule y Los Lagos.

En este estudio se utilizaron dos métodos de evalua-ción del ciclo de vida: (1) la evaluación del consumo anual de fatiga según la Ley de Miner y (2), evaluación del ciclo de vida mediante la guía de diseño MEPDG. Las etapas de la evaluación fueron: caracterización de la configuración de carga (3.1), caracterización del pavimento en términos de estructuración y módulo elástico de la carpeta de rodado (3.2), calculo de vida de fatiga desde un enfoque mecanicista-empírico (3.3), evaluación del ciclo de vida según la Ley de Miner (3.4) y MEPDG (3.5). En la Figura 1 se muestra el esquema metodológico general utilizado.

Los escenarios de evaluación considerados correspon-den a la evaluación del daño incremental que ocasiona una determinada configuración de carga, para una capacidad estructural de pavimento y nivel de tránsito solicitante previamente definidos. Se consideró una vida de diseño de 20 años en la evaluación.

3.1. Caracterización de cargas




Para caracterizar las solicitaciones de tráfico se analizó el mercado nacional de vehículos de carga, según la oferta de marcas en Chile, y de fabricantes de CAT en Brasil. El detalle de este estudio puede verse en Díaz (2011).

Como resultado se definieron las características geométricas y operacionales de las CAT y camiones tradicionales a modelar: bitrén corto, bitrén largo, ca-mión-remolque y tracto-semirremolque. En la Figura 2 se resumen los resultados obtenidos.

Figura 2a. CAT tipo bitrén corto de 61 t (C1), dimensiones en m

TIPO DE EJE (*) PESO POR EJE (t)

ESRS 7

EDRD 18

EDRD 18

EDRD 18

Figura 2b. CAT tipo bitrén largo de 75 t (C2), dimensiones en m

Tipo de eje (*) Peso por eje (t)

ESRS 7

EDRD 18

ETRD 25

ETRD 25

Figura 2c. Configuración tipo tracto-semirremolque de 45 t (C3), dimensiones en m


ESRS 7

EDRD 18

ETRD 20

Figura 2d. Configuración tipo camión-remolque de 45 t (C4), dimensiones en m


ESRS 7

EDRD 18

ESRD 10

ESRD 10

(*) ESRS: eje simple rueda simple; ESRD: eje simple rueda doble; EDRD: eje doble rueda doble (tándem); ETRD: eje triple rueda doble (trídem)

3.2. Caracterización de pavimentos

3.2.1 Estructuración del pavimento

Para mantener coherencia entre los niveles de tránsito y la estructuración de pavimentos, se utilizaron los rangos de valores de número estructural del concreto asfáltico propuestos por Pradena (2008), quien con-sideró distintos niveles de tránsito/capacidad repre-sentativos de la red vial de la Región del Biobío. El




diseño de espesores se realizó utilizando el método AASHTO para pavimentos flexibles según el Manual de Carreteras de Chile (MOP, 2010).

Las propiedades elásticas de las capas granulares se determinaron a partir de valores recomendados en NCHRP (2004) y ecuaciones de correlación con el va-lor de soporte CBR (Shell, 1978; NCHRP, 2004; MOP 2010). Los diseños obtenidos se resumen en la Tabla 1.

3.2.2 Módulo dinámico de la carpeta asfáltica

Las propiedades elásticas de la carpeta de rodado varían a lo largo de la vida del pavimento, dependien-do de la temperatura, velocidad de aplicación de las cargas y del envejecimiento de la mezcla. Este com-portamiento visco-elástico fue considerado mediante el módulo dinámico bajo diferentes condiciones de operación. El módulo se calculó mediante el modelo de Witczak (NCHRP, 2004), considerando una frecuencia de aplicación de cargas de 10 Hz (equivalente a una velocidad de circulación de aproximadamente 70 km/h en carreteras) y una mezcla asfáltica típica utilizada para carpetas de rodado en Chile, de graduación densa, contenido de asfalto normal (5,5% en peso de la mezcla total) y grado de penetración entre 60 y 80 (NCh2340 Of 1999), equivalente a un asfalto CA 60-80 según la nomenclatura utilizada en Chile.

La temperatura media mensual del pavimento (TMMP, en °F) se estimó en función de los valores de la tem-peratura media mensual del aire (TMMA, en °F), y de la profundidad de estimación de la temperatura (z, en in), utilizando los valores recomendados en el Manual de Carreteras (MOP, 2010) para la estación de Chillán de acuerdo a la Ecuación 1.

d qdlnA B( )γ = α ⋅ + β (1)

En la Figura 3 se muestran los resultados del cálculo de la variación mensual del Módulo dinámico (E*) del asfalto, obtenidos para los primeros cinco años de servicio, en comparación con los resultados obtenidos mediante el software de diseño de la guía MEPDG, considerando las mismas condiciones de evaluación y la base climática propuesta por Merino (2010) para la ciudad de Chillán.

En la Figura 3a se aprecia el efecto del envejecimien-to de la mezcla asfáltica durante los primeros años de servicio, el que se traduce en un aumento en su rigidez. Por lo tanto, se definieron dos condiciones de operación para evaluar el consumo de fatiga a lo largo del ciclo de vida:

La primera condición corresponde a los dos primeros años de servicio, representada en forma conservadora

Tabla 1. Caracterización de estructuras de pavimento usadas en la modelación

Capa del pavimento Parámetro de diseñoCapacidad estructural

Baja Media Alta

Carpeta asfáltica Espesor (mm) h1 110 140 190

Coeficiente de Poisson 0,35

Base granular

Espesor (mm) h2 120 150 150

Módulo resiliente (MPa) 280


Subbase granular

Espesor (mm) h3 120 150 200

Módulo resiliente (MPa) 160


Subrasante granularMódulo resiliente (MPa) 77





por los valores de módulo obtenidos para el primer año. La segunda condición, representa el comporta-miento del pavimento desde el tercer año de servicio hasta la vida de diseño, la que se caracterizó mediante los valores de módulo obtenidos en el tercer año.

En la evaluación del módulo dinámico en función de la temperatura estimada del pavimento, se obtuvo un coeficiente de correlación de 0,93 con los valores obtenidos utilizando el modelo climático integrado en MEPDG (ver Figura 3b). Por esto, se decidió utili-zar el método simplificado en la evaluación del ciclo

de vida según la Ley de Miner, considerando valores estacionales promedio para la temperatura estimada del pavimento.

En la Tabla 2 se muestran los resultados de módulo di-námico del asfalto y su variación estacional obtenidos para las dos condiciones de operación antes definidas.

3.3. Modelación mecanicista del pavimento

El deterioro acumulado se evaluó en base a la vida de fatiga, la cual fue estimada en forma teórica mediante

Figura 3. Valores del módulo dinámico y su comparación con los valores de MEPDG

a) Módulo dinámico mensual b) Correlación entre ambos métodos

Tabla 2. Valores de módulo E* (MPa) según estación y envejecimiento

Estación del añoTemperatura media estacional del pavimento (°C) Edad de servicio

Años 1 y 2 Años 3 al 20

Otoño 18 5.955 8.070

Invierno 12 10.750 15.170

Primavera 18 6.800 8.240

Verano 25 3.890 4.170




un enfoque mecanicista-empírico. La vida de fatiga corresponde al número de aplicaciones o repeticiones de carga con el cual se produce la falla del pavimento debido a algún deterioro específico. Se estima cono-ciendo el estado de tensión-deformación que produce una determinada configuración de carga en la estruc-tura del pavimento y en el suelo.

3.3.1 Estado tensional

Para la evaluación del estado de tensión-deformación se utilizó el software de análisis estructural de pa-vimentos Alize-LCPC. Este software utiliza la teoría elástica multicapas de Burmister para obtener una solución analítica del estado tensional del pavimento. Permite modelar numerosas configuraciones y puntos de carga, con lo cual se puede construir una envol-vente del estado de tensión, deformación, o deflexión que genera la carga de una CAT completo sobre la estructura del pavimento.

Para determinar el agrietamiento por fatiga, se eva-luó el estado de tensión-deformación horizontal de tracción en la parte inferior de la capa asfáltica. Para determinar el ahuellamiento superficial, se evaluó el estado de tensión-deformación vertical de compresión en la superficie de la subrasante.

En la Tabla 3 se muestra la matriz factorial en que fueron agrupadas las distintas combinaciones consi-deradas en la evaluación de la vida de fatiga, según configuración de carga (*) y capacidad estructural del pavimento. La modelación se realizó considerando la carga completa de cada camión, evaluando el estado tensional para cada uno de los ejes que conforman la configuración de carga totalizando 240 simulaciones.

3.3.2 Modelos de fatiga

La forma funcional más usada para modelar el agrie-tamiento por fatiga de abajo-arriba (piel de cocodrilo) es función de las deformaciones críticas por tensión y del módulo elástico de la mezcla asfáltica. En este es-tudio, se utilizó el modelo desarrollado por el Asphalt Institute (1981) (ver Ec. 2).

qA

Ee

MM P

1d

c= × ×

+ (2)

En que:

Nf: Número de repeticiones de carga para que se pro-duzca el agrietamiento por fatiga.

M: Factor de corrección por composición de la mezcla.

εt: Deformación horizontal de tracción en el inferior de la capa asfáltica (µdef × 106).

E*: Módulo dinámico de la capa asfáltica (MPa).

En este modelo la segunda etapa de agrietamiento está considerada por medio de un factor de ajuste C = 18,4. Este factor de ajuste considera como crite-rio de falla un nivel de agrietamiento del 20% en la huella de circulación.

Para el ahuellamento superficial, se supuso que la falla por deformación permanente está relacionada con niveles excesivos de tensión-deformación inducidos por las repeticiones de carga en la superficie de la subrasante, de acuerdo con el modelo empírico del Asphalt Institute (1981) (ver Ec. 3).

Tabla 3. Escenarios de evaluación considerados en la modelación mecanicista

Condición de operación

Estructuracióndébil

Estructuraciónmedia

Año 1 Año 3 Año 1 Año 3

Otoño C1 C2 C3 C4 C1 C2 C3 C4 C1 C2 C3 C4 C1 C2 C3 C4

Invierno C1 C2 C3 C4 C1 C2 C3 C4 C1 C2 C3 C4 C1 C2 C3 C4

Primavera C1 C2 C3 C4 C1 C2 C3 C4 C1 C2 C3 C4 C1 C2 C3 C4

Verano C1 C2 C3 C4 C1 C2 C3 C4 C1 C2 C3 C4 C1 C2 C3 C4

(*) C1: Bitrén corto; C2: Bitrén largo; C3: Tracto-semirremolque; C4: Camión-remolque.




Nd =1, 365x10−9 ⋅1εv

⎛

⎝⎜

⎞

⎠⎟

4,477

(3)

En que:

Nd: Número de repeticiones de carga para que se pro-duzca la falla por ahuellamiento.

εv: Deformación vertical de compresión sobre la su-brasante (µdef × 106).

En este modelo, el criterio de falla se define como el número mínimo de repeticiones de carga que causan 13 mm de ahuellamiento superficial.

3.4. Evaluación del ciclo de vida según la Ley de Miner

Para estimar la progresión de los deterioros en el tiem-po, se calculó el consumo de fatiga acumulado a lo largo del ciclo de vida del pavimento según la Ley de Miner. Esta ley de adición de daño es la más utilizada en el diseño y evaluación de pavimentos (Sun et al., 2003; Huang, 2004).

La proporción de fatiga que se consume cada vez que pasa una CAT u otra configuración de carga sobre un pavimento asfáltico, se estima mediante la Ley de Miner como la adición del daño ocasionado por cada uno de los ejes que conforman la configuración.

Considerando que la condición de falla ocurre cuando la razón de daño alcanza la unidad, el número (Nc) de pasadas de camión que producen la falla por fatiga del pavimento, se obtiene en forma generalizada me-diante la Ecuación 4.

N

N

c

ii l

k=

=∑

11 (4)

Donde:

Nc: Vida de fatiga asociada a una determinada confi-guración de carga.

Ni: Vida de fatiga asociada al eje o conjunto de ejes número “i” de una determinada configuración de carga formada por “k” ejes o conjuntos de ejes.

La vida de fatiga varía dependiendo de la capacidad resistente del pavimento, la que a su vez depende de las condiciones climáticas de operación y del envejeci-miento. Esta variabilidad en la condición del pavimento se tomó en cuenta considerando los valores de módulo

dinámico estacional de la carpeta asfáltica definidos en la Tabla 2.

Conocida la vida de fatiga estacional, y el tránsito anual de camiones solicitantes para la configuración de carga, se estimó el consumo anual de fatiga como la suma del daño producido en forma estacional. Esta adición de daño se realizó según la Ley de Miner uti-lizando la Ecuación 5.

Dnnanualj

cjj=

−∑

1

4 (5)

Donde:

Danual: Fracción (o razón) de daño consumida anual-mente por la configuración.

j: Estación del año (otoño = 1, invierno = 2, pri-mavera = 3, verano = 4).

nj: Tránsito solicitante de camiones en la estación “j”.

NCj: Vida de fatiga para la configuración de carga en la estación “j”.

Luego, para cada año de servicio, se determinó el con-sumo acumulado de fatiga () como la suma del daño () ocasionado anualmente por la configuración de carga. El año en que el consumo acumulado de fatiga iguala o supera la unidad (), el pavimento alcanza el umbral de falla según el modelo de fatiga considerado. acumDanualDacumD1≥

3.5. Evaluación del ciclo de vida utilizando MEPDG

El segundo método corresponde a la evaluación del ci-clo de vida utilizando la Guía de Diseño de Pavimentos Empírico-Mecanicista (Mechanistic-Empirical Pavement Design Guide, MEPDG), desarrollada en Estados Unidos por el Programa Nacional Cooperativo de Investigación de Carreteras (National Cooperative Highway Research Program, NCHRP). Esta guía de diseño incorpora en forma continua la interacción entre las características del pavimento, las solicitaciones de tráfico y el efecto del clima, en la determinación de los deterioros y su progresión en el tiempo a lo largo de la vida de diseño del pavimento.

Dependiendo de la calidad de datos disponibles por el usuario, MEPDG utiliza tres niveles jerárquicos de diseño. El nivel 1 requiere información calibrada a nivel local incluyendo ensayos de laboratorio y en terreno. El nivel 2 utiliza un nivel de detalle intermedio, que pue-de ser obtenido mediante bases de datos históricos,




ensayos limitados, o correlaciones empíricas. El nivel 3 de diseño utiliza valores por defecto, o valores pro-medio típicamente utilizados (NCHRP, 2004). En este estudio se utilizó el software computacional asociado con el método MEPDG, considerando distintos niveles de calidad de datos según la información disponible.

Los datos de entrada para utilizar MEPDG se clasifican en 4 categorías: General, Tráfico, Clima y Estructura.

3.5.1 Entrada general

Las entradas de datos generales corresponden a la descripción del tipo de proyecto, la vida de diseño, criterios de diseño, e información para identificar los archivos asociados al proyecto. En la Tabla 4 se resu-men los datos de entrada utilizados.

Tabla 4. Datos de entrada generales para la evaluación con MEPDG

Información requerida Valor considerado

Vida de diseño 20 años

Fecha de puesta en servicio Julio

Tipo de diseño Pavimento nuevo, flexible

IRI inicial 1,5 m/km (95 in/mile)

IRI terminal 5,2 m/km (330 in/mile)

Agrietamiento abajo-arriba (piel de cocodrilo) 20%

Deformación permanente total 13 mm (0,52 in)

Se consideró el mes de julio para la puesta en servi-cio del pavimento, debido al desfase de 6 meses que existe entre los hemisferios norte y sur con respecto a las estaciones del año. De esta forma, las condicio-nes climáticas asociadas a la puesta en marcha del pavimento durante el mes de julio en Estados Unidos (verano), son equivalentes a una puesta en marcha en el mes de enero en Chile.

Con respecto al nivel de confianza, en este estudio se consideraron niveles del 70 y 80% dependiendo si el nivel de tránsito solicitante es bajo o medio-alto respectivamente.

3.5.2 Entradas de tráfico

Dado el objetivo de esta investigación, cada configu-ración de carga se evaluó en forma aislada, asumiendo que la configuración estudiada correspondía al 100% de la composición vehicular. Por ejemplo, en el caso de evaluación del bitrén corto, esto implica que el pa-vimento es solicitado exclusivamente por ejes simples de 7 t y ejes tándem de 18 t.

Se utilizaron los factores de ajuste mensual (FAM) y de distribución horaria (FDH) recomendados por Merino (2010) para la Región del Biobío. Para la dis-tribución de vehículos por clase, se asignó un 100% a la configuración evaluada y 0% al resto de las clases vehiculares, considerando una tasa de crecimiento anual del 6%.

Se asumió la siguiente equivalencia entre las con-figuraciones de carga evaluadas y la clasificación vehicular de la Administración Federal de Carreteras (Federal Highway Administration, FHWA) de Estados Unidos: bitrén corto (clase 12), bitrén largo (clase 13), tracto-semirremolque (clase 10) y camión-remolque (clase 11).

Para estimar los factores de distribución de carga por eje (espectros de carga), se elaboraron espectros artificiales para cada una de las configuraciones de carga. Estos espectros representan el número de re-peticiones consideradas según nivel de carga, para cada uno de los tipo de ejes o conjuntos de ejes (simple, tándem, trídem y cuádruple) que solicitan el pavimento. Para construirlos, se elaboró una rutina computacional basada en la metodología de Merino (2010). A modo de ejemplo, en la Figura 4 se mues-tran los espectros de carga por eje elaborados para el bitrén corto de 61 t.

De acuerdo con la Figura 4a, el espectro muestra que el 100% de los ejes simples que solicitan el pavimen-to se encuentran en el rango de carga entre 15.000 y 16.000 lb (6,80 a 7,25 t). Con respecto a los ejes tándem (Figura 4b), el 100% de los ejes se encuentran en el rango de carga entre 38.000 y 40.000 lb (17,23 a 18,14 t).

Para la información general de tráfico, se utilizaron los valores de caracterización de ejes definidos en la sección 3.1, y los valores por defecto incluidos en el software para la información no disponible. En la definición de número de ejes/camión, se asignó un valor de 0 en todos los tipos de ejes para las clases vehiculares no evaluadas.




3.5.3 Información de clima

En este estudio se utilizaron las bases climáticas desa-rrolladas por Merino (2010) para la Región del Biobío, quien confeccionó archivos en formato *.icm (input climate model) compatibles con MEPDG. Estos archi-vos contienen información horaria de cinco variables climáticas relevantes para la evaluación del pavimen-to: temperatura, velocidad del viento, porcentaje de insolación, precipitación, y porcentaje de humedad relativa.

3.5.4 Estructura del pavimento

Se utilizó la caracterización de pavimentos definida en la sección 3.2 para los valores de espesor, módulo elástico y de Poisson para cada una de las capas que conforman la estructura del pavimento. Para la carpeta de rodado se consideró un ligante asfáltico de clasifi-cación Superpave PG 64-22, equivalente al ligante CA 60-80 según clasificación por penetración (Thenoux y

Carrillo, 2002). Para los materiales granulares de base, subbase y subrasante, se asumieron materiales A-1-a, A-2-4 y CL respectivamente.

4. Escenarios de modelación

Se asumió un camino bidireccional de una pista por sentido, por el cual solo circula la configuración de carga evaluada. Se consideraron dos niveles de trán-sito solicitante en la evaluación: bajo (TMDA<1000) y medio-alto (1000<TMDA<5000). Las combinaciones de tránsito/capacidad consideradas en la evaluación se muestran en la Tabla 5.

Para cada uno de estos niveles de tránsito, es nece-sario determinar el número de camiones solicitantes durante la vida de diseño. En la Tabla 6 se muestran los valores seleccionados para las variables de tránsito, de acuerdo con las recomendaciones de Merino (2010) para la Región del Biobío.

Figura 4. Espectros de carga por eje elaborados para el bitrén corto.

a) Espectro eje simple (7 t) b) Espectro eje tándem (18 t)

Tabla 5. Combinaciones de tránsito/capacidad consideradas en la evaluación

Capacidad estructuralNivel de tránsito (veh/día)

TMDA < 1000 1000 < TMDA < 5000

Débil C1 C2 C3 C4 – – – –

Media C1 C2 C3 C4 C1 C2 C3 C4




5. Análisis de resultados

5.1 Agrietamiento por fatiga

5.1.1 Tránsito bajo: TMDA < 1000

Cuando el tránsito solicitante es inferior a 1000 veh/día, MEPDG predice que el pavimento no falla por agrietamiento durante su vida de diseño, indepen-diente de la capacidad estructural o configuración de carga considerada. Sin embargo, mediante el consumo anual de fatiga (Ley de Miner), se estimó que el pa-vimento de estructuración débil alcanza el umbral de falla entre los 8 y 14 años de servicio, dependiendo de la configuración de carga.

En la Tabla 7 y la Figura 5 se muestra un resumen comparativo de los resultados obtenidos según ambos métodos para un pavimento de estructuración débil

Tabla 6. Variables de tránsito consideradas en la evaluación

Variable Tmda<1000 1000<Tmda<5000

TMDA medio (veh/día) 338 2254

Porcentaje de vehículos pesados 32,2 35,4

Número de pistas en la dirección de diseño 1 1

Porcentaje de camiones en dirección de diseño 52,5 52,5

Porcentaje de camiones en la pista de diseño 100 100

Tránsito medio diario anual de camiones (TMDAC) 57 419

Tabla 7. Falla por agrietamiento según ambos métodos (TMDA < 1000 y estructuración débil)

Configuración de carga

Falla por agrietamiento (años)

Miner MEPDG

C1 (CAT) 10,0 No falla

C2 (CAT) 11,0 No falla

C3 14,0 No falla

C4 8,5 No falla

Considerando un pavimento de estructuración me-dia, ambos métodos coinciden en que el pavimento cumple su vida de servicio sin alcanzar el umbral de agrietamiento, excepto en el caso del camión-remol-que (C4), en que la evaluación del consumo de fatiga predice la condición de falla luego de 17 a 18 años de operación. En la Tabla 8 y la Figura 6 se muestran estos resultados.

5.1.2 Tránsito medio-alto: 1000 < TMDA < 5000

Para un tránsito solicitante medio-alto, la vida de ser-vicio por agrietamiento obtenida mediante MEPDG es mayor en todos los casos. Sin embargo, ambos métodos coinciden en la tendencia de daño según configuración de carga. La configuración que pro-duce mayor impacto es el camión-remolque (C4), alcanzando la condición de falla luego de 3 o 6 años de servicio según el método considerado. Las CAT (C1 y C2) se encuentran en un punto intermedio,

Tabla 8. Falla por agrietamiento según ambos métodos (TMDA < 1000 y estructuración media)



Miner MEPDG

C1 (CAT) No falla No falla

C2 (CAT) No falla No falla

C3 No falla No falla

C4 17,5 No falla




Figura 5. Falla por agrietamiento: TMDA < 1000 y estructuración débil

a) Miner b) MEPDG

Figura 6. Falla por agrietamiento: TMDA < 1000 y estructuración media

a) Miner b) MEPDG

alcanzando la falla aproximadamente a los 5 y 8 años para cada uno de los métodos. Aunque ambas CAT producen un nivel de daño similar, el impacto ocasionado por el bitrén largo (C1) es levemente menor. La configuración de carga que produce me-nor impacto en la estructura del pavimento es el tracto-semirremolque (C3), alcanzando el umbral

de agrietamiento luego de 7 o 14 años de servicio dependiendo del método considerado.

En la Tabla 9 y la Figura 7 se muestra un resumen comparativo de los resultados obtenidos mediante ambos métodos, para un nivel de tránsito medio-alto y estructura de pavimento con capacidad media.




En general , los resultados obtenidos mediante MEPDG subestiman el agrietamiento del pavimento con respecto a la evaluación del consumo anual de fatiga. Esta diferencia es más notable en pavimen-tos de capacidad estructural baja. Para todos los casos evaluados, ambos métodos coinciden en la tendencia de daño según configuración de carga. La configuración más desfavorable para el ciclo de vida del pavimento es el camión-remolque de 45 t (C4). Para las CAT se obtuvo un nivel de impacto intermedio, en que el bitren largo de 75 t (C2) pro-duce un daño levemente menor que el bitrén corto de 61 t (C1). La configuración tradicional del tipo

tracto-semirremolque de 45 t (C3) es la que produce menos impacto por agrietamiento.

5.2. Ahuellamiento superficial

5.2.1 Tránsito bajo: TMDA < 1000

Para un nivel de tránsito solicitante bajo y estructura-ción de pavimento débil, ambos métodos coinciden en que el pavimento alcanza el umbral de ahuellamiento antes de cumplir su vida de diseño. Sin embargo, los resultados obtenidos mediante MEPDG sobreestiman el ahuellamiento con respecto a la evaluación del consumo anual de fatiga. De acuerdo con MEPDG, el impacto estructural por ahuellamiento es más impor-tante en aquellas configuraciones de mayor peso bruto total, tendencia que no se aprecia en los resultados obtenidos mediante el consumo de fatiga.

En la Tabla 10 y la Figura 8 se muestra un resumen comparativo de estos resultados.

Considerando una estructura de pavimento con ca-pacidad media, la evaluación del consumo de fatiga predice que el pavimento no alcanza el umbral de ahuellamiento, independiente de la configuración de carga considerada. Por el contrario, los resultados obtenidos mediante MEPDG indican que la condición de falla se produce para todas las configuraciones, en forma proporcional al peso bruto total. Estos resulta-dos se resumen en la Tabla 11 y la Figura 9.

Figura 7. Falla por agrietamiento: 1000 < TMDA < 5000 y estructuración media

a) Miner b) MEPDG

Tabla 9. Falla por agrietamiento según ambos métodos (1000 < TMDA < 5000 y estructuración media)



Miner MEPDG

C1 (CAT) 4,5 7,9

C2 (CAT) 5,0 8,3

C3 7,0 13,8

C4 3,0 6,3




Tabla 10. Falla por ahuellamiento según ambos métodos (TMDA < 1000 y estructuración débil)


Falla por ahuellamiento (años)

Miner MEPDG

C1 (CAT) 12,0 8,0

C2 (CAT) 13,0 4,9

C3 17,0 12,0

C4 9,5 9,1

Figura 8. Falla por ahuellamiento: TMDA < 1000 y estructuración débil

a) Miner b) MEPDG

Tabla 11. Falla por ahuellamiento según ambos métodos (TMDA < 1000 y estructuración media)



Miner MEPDG

C1 (CAT) 13,2

C2 (CAT) 8,3

C3 18,3

C4 15,1

5.2.2 Tránsito medio-alto: 1000 < TMDA < 5000

Cuando el tránsito solicitante es medio-alto, ambos métodos coinciden en que el pavimento alcanza el umbral de ahuellamiento antes de cumplir la vida de diseño. Sin embargo, la vida de servicio obtenida mediante MEPDG es menor en todos los casos. De acuerdo con MEPDG, la condición de falla ocurre en forma muy prematura, luego de 1 a 3 años de ser-vicio dependiendo de la configuración de carga. En la Tabla 12 y la Figura 10 se muestran los resultados obtenidos según ambos métodos, considerando un pavimento de capacidad estructural media.

Tabla 12. Falla por ahuellamiento según ambos métodos (1000 < TMDA < 5000 y estructuración media)



Miner MEPDG

C1 (CAT) 9,0 1,8

C2 (CAT) 10,0 1,0

C3 14,0 2,9

C4 7,0 2,0




Figura 9. Falla por ahuellamiento: TMDA < 1000 y estructuración media

a) Miner b) MEPDG

Figura 10. Falla por ahuellamiento: 1000 < TMDA < 5000 y estructuración media

a) Miner b) MEPDG

En general, los resultados obtenidos mediante MEPDG sobreestiman el ahuellamiento superficial del pavi-mento, con respecto al método del consumo anual de fatiga. Además, la tendencia obtenida según MEPDG indica que el ahuellamiento es proporcional al peso

bruto total. Este resultado se debe a que el modelo de deterioro utilizado por MEPDG considera el ahue-llamiento superficial como el resultado de una de-formación permanente en cada una de las capas que conforman la estructura del pavimento.




6. Conclusiones

Se propuso un método de comparación teórico de la vida de fatiga de CAT bajo un enfoque de análisis mecanicista-empírico considerando la totalidad de cada camión típico considerado. El estudio contempló el uso de los métodos de diseño francés (ALIZE-LCPC) y americano (MEPDG) complementado con la aplica-ción de la Ley de Miner de acumulación de fatiga. El modelo permitió realizar una comparación detallada del ciclo de vida de pavimentos asfálticos típicos, so-licitados por configuraciones de alto tonelaje (CAT) y configuraciones convencionales.

De las cuatro configuraciones evaluadas, tanto para el agrietamiento por fatiga como para el ahuellamiento superficial, la que produce mayor impacto estructural es el camión-remolque (C4), y la que produce menor impacto es el tracto-remirremolque (C3), ambas con un nivel de carga de 45 t. En una condición intermedia se encuentran las CAT, donde el bitrén largo de 75 t (C2) produce un impacto levemente menor que el bitrén corto de 61 t (C1). Estos resultados son válidos para la evaluación del consumo de fatiga según la Ley de Miner.

Los resultados obtenidos mediante MEPDG subestiman el impacto por agrietamiento con respecto a la evalua-ción del consumo de fatiga, estimando en todos los casos una vida de servicio mayor. Aunque la tendencia de impacto estructural según configuración de carga se mantiene.

Por el contrario, con respecto al ahuellamiento su-perficial, MEPDG sobrestima el impacto estructural con respecto a la evaluación del consumo de fatiga, estimando en todos los casos que el pavimento alcan-za el umbral de ahuellamiento a los pocos años de la puesta en servicio.

Además, la tendencia de daño obtenida según MEPDG indica que el ahuellamiento es proporcional al peso bruto total. De esta forma, la configuración que

alcanza el umbral de ahuellamiento más rápidamente es el bitrén largo de 75 t (C2), seguido por el bitrén corto de 61 t (C1). De las configuraciones tradicionales (C3 y C4), el tracto-semirremolque produce un menor impacto que el camión-remolque, ambas con 45 t.

A pesar de las limitaciones para el uso de MEPDG en Chile, los resultados de ahuellamiento superficial entregan una tendencia clara de la relación que existe entre el peso bruto total y este tipo de deterioro, con lo cual se obtiene evidencia teórica de que las CAT producen un mayor nivel de ahuellamiento en forma proporcional al peso bruto total. Este resultado, se debe a que el modelo de deterioro utilizado por el método MEPDG, considera el ahuellamiento superficial como el resultado de la deformación permanente en cada una de las capas que conforman la estructura del pavimento. Por el contrario, el modelo de ahue-llamiento utilizado en la evaluación del consumo de fatiga, considera el ahuellamiento superficial como el resultado de niveles excesivos de tensión-deformación en la subrasante.

A la luz de los resultados obtenidos, se puede decir que los pavimentos de estructuración débil no son adecuados para el transporte de alto tonelaje, aun cuando el tránsito solicitante sea bajo. Con respecto a las estructuras de pavimento de capacidad media, su uso parece ser adecuado para caminos con un bajo nivel de tránsito de camiones, sin embargo, para el nivel de tránsito considerado como medio-alto, el pavimento alcanza el umbral de falla tanto por agrie-tamiento como ahuellamiento en forma prematura, mucho antes de cumplir con su vida de diseño.

Se recomienda evaluar el impacto de CAT en otro tipo de estructuras de pavimentos presentes en la red vial nacional: como pavimentos de hormigón y recapados asfálticos sobre pavimentos de hormigón. Con esto, se podría realizar una evaluación de la compatibilidad con la operación de CAT de la infraestructura vial a nivel interregional, lo cual es fundamental para definir rutas de transporte de carga pesada




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Tailings dams compaction

control with light

penetrometer, considering

material and structural

variability

Control de compactación con penetrómetro ligero en tranques de relaves, considerando su variabilidad material y estructural

Autores

Fecha de recepción


11/08/2011

23/11/2011

VILLAVICENCIO, G. Pontificia Universidad Católica de Valparaíso, [email protected] Valparaíso, Chile

BREUL, P. Université Blaise Pascal. Clermont II, [email protected]

ESPINACE, R. Pontificia Universidad Católica de Valparaíso. [email protected] Valparaíso, Chile

VALENZUELA, P. Pontificia Universidad Católica de Valparaíso, [email protected] Valparaíso, Chile



Abstract

Resumen En el Volumen 6 Nº 2 del año 2007 de esta Revista, se presentó un artículo con los resultados de las primeras investiga-ciones realizadas en Chile, sobre la apli-cación del nuevo penetrómetro PANDA (Pénétromètre Autonome Numérique Dynamique Assisté) para el control de compactación en tranques de arenas de relave de la minería del cobre en Chile. Se destacaban sus ventajas económicas y la rapidez de ejecución del ensayo, lo que abría nuevas perspectivas para es-tudiar la variabilidad de las propiedades geotécnicas de este tipo de materiales.

En este artículo se presenta la nueva metodología para realizar el control de

In Volume 6 N°2 (2007) of this Journal, an article on the results of studies carried out in Chile on the use of a new PANDA penetrometer (Pénétromètre Autonome Numér ique Dynamique Assisté) for controll ing compaction at d i f ferent ta i l ings dams of the copper mining industry in Chile was presented. In the article, the economic advantages and ease of operation were emphasized, which consequently provides new perspect ives on the variability of geotechnical properties of such materials.

In this article, a new methodology for the compaction control of tailing dams using the PANDA penetrometer is presented, which considers both the material and structural variability of these deposits. The use of this tool allows determination in situ of the compaction state and the deposited layer thickness, which are key factors for the evaluation of the mechanical ins tab i l i t y r i sk . Th is i s espec ia l l y important for the seismically induced liquefaction phenomenon and slope instability, which represents the most common fault mechanisms observed in highly seismic countries, such as Chile.

compactación en tranques de arenas de relaves, ya consolidada, emplean-do el penetrómetro PANDA. El empleo de este tipo de herramientas no solo permite determinar in situ el grado de compactación y el espesor de las capas depositadas, sino que además la varia-bilidad tanto material como estructural que se genera en este tipo de depósi-tos. Todos estos factores son clave para reducir el riesgo de inestabilidad me-cánica, específicamente ante el riesgo de licuefacción sísmicamente inducida e inestabilidad de taludes. Ambos son los mecanismos de falla más frecuen-temente observados en países con una alta actividad sísmica como es Chile.

Keyswords: Tailings dams, compaction control, dynamics cone penetrometers.

Palabras clave: Tranques de relave, control de compactación, penetrómetros dinámicos de cono.



] Villavicencio G. - Breul P. - Espinace R. - Valenzuela P. [

1. Introducción

Los tranques de arenas de relave muchas veces pre-sentan un elevado riesgo de su estabilidad mecánica, la que se debe a causas como diseños incompletos, inadecuada construcción y/o un insuficiente control de operación, pudiendo conducir a incidentes de diversa magnitud, importantes daños ambientales, pérdidas económicas significativas y muertes. A nivel mundial, dentro el período comprendido entre los años 1915 y 2010, se han registrados del orden de 286 casos de incidentes de depósitos mineros. (Rico et al. 2008), (Wise Uranium Project, 2009), (MCH, 2010). Del to-tal de incidentes reportados, un 41% (116 casos) se produjeron en tranques de arenas de relave.

En Chile desde principios del siglo XX han sido repor-tados alrededor de 40 casos de inestabilidad mecánica, generados producto del fenómeno de la licuefacción, inestabilidad de taludes y deformaciones sísmicamente inducidas. En algunos casos estas fallas han ocasiona-do pérdidas humanas, económicas y han provocado grandes daños al medio ambiente. Algunos ejemplos lo constituyen las fallas de tranques de arenas de relave generadas producto de los sismos de los años 1928, 1965, 1985, 1997 y 2010, que afectaron las zonas norte, centro y centro-sur de Chile. Troncoso (2002), Carvajal y Pacheco (2004), Engels y Dixon (2010), MCH (2010).

Si bien actualmente los avances de la práctica inge-nieril y el marco normativo chileno han permitido el desarrollo de proyectos de tranques de relaves de alturas del orden de 250 (m), existe aún una serie de vacíos legales específicamente en relación al control de compactación que debe ser realizado durante la etapa operacional de estos depósitos. En efecto, ac-tualmente solo se controla el grado de compactación a nivel superficial, considerando un número reducido de puntos definidos a “juicio ingenieril”, sin conside-rar dos aspectos fundamentales: el espesor de capa depositado y la variabilidad que presentan las arenas de relaves. Ello podría conducir a generar zonas de débil resistencia al interior del muro resistente de un tranque de relaves y por consecuencia un inadecua-do comportamiento mecánico conducente a fallas o colapsos estructurales.

El objetivo de este artículo es presentar la nueva meto-dología, ya empleada en depósitos chilenos, para rea-lizar el control de compactación en la fase operacional de tranques de relave, mediante el empleo del penetró-metro dinámico ligero PANDA. Esta herramienta per-mite controlar de manera económica, rápida y eficaz, tanto el grado de compactación y como el espesor de capa depositado, considerando la variabilidad material

de las arenas de relaves y la variabilidad producto del proceso de construcción empleado.

2. El control de la depositación de las arenas de relave

Según la nueva legislación chilena vigente (Decreto Supremo Nº 248. Of. 2007) y los criterios de ingenie-ría chilena (Barrera y Campaña, 2004), dentro de los factores clave para reducir o impedir la generación de la licuefacción del muro resistente de un tranque de relave, se encuentra el control de depositación de las arenas de relave, en relación a la distribución granu-lométrica y al grado de compactación.

a) Distribución granulométrica:

El Decreto aludido recomienda para la construcción del muro resistente, depositar arenas con un porcentaje de finos no mayor a un 20%, y la práctica ingenieril, entre el 10% y el 25%, compatibilizando aspectos relaciona-dos con las propiedades geotécnicas de los materiales y con los costos asociados al proceso de ciclonaje.

b) Grado de compactación:

Aunque la normativa no lo establece, la práctica inge-nieril considera como aceptable un grado de compac-tación igual o superior al 95% OPN (Optimo Proctor Normal), en estructuras o rellenos donde es posible aceptar cierto nivel de deformaciones, como es el caso de tranques de relave. Investigaciones realizadas por Verdugo (1997), demostraron que para arenas de rela-ve, con un porcentaje de finos (< 80 mm) comprendido entre un 10% y un 25%, un grado de compactación de 95% OPN es equivalente a una densidad relativa (DR) del orden de un 60% a un 65%. Para este tipo de materiales un grado de compactación de 95% OPN o 60% de DR, corresponde al límite que define un com-portamiento mecánico del tipo dilatante o contractivo (Troncoso, 1986).

c) Exigencias asociadas:

En las exigencias establecidas en el DS Nº 248. Of. 2007, para la depositación de las arenas de relave, se definen los siguientes puntos:

– Arenas con porcentaje de finos (80 mm) inferior a 20%,

– El grado de compactación debe ser referido a los ensayos Proctor Normal o Modificado, sin especi-ficar expresamente el valor mínimo requerido,



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– Se establece la entrega de informes de control de compactación de manera trimestral.

Sin embargo, actualmente no existen metodologías estandarizadas que permitan mejorar el proceso de control, ni herramientas que permitan evaluar dos de los aspectos fundamentales para la estabilidad me-cánica de este tipo de estructuras, correspondientes al grado de compactación y al espesor de la capa compactado.

Otro importante aspecto asociado, no considerado en el control de compactación in situ, es la variabilidad de las arenas de relave depositadas. La práctica actual considera tomar como referencia una a dos muestras patrón, bajo la hipótesis de homogeneidad del mate-rial. Ello se traduce en la generación de una incerti-dumbre, en relación a los resultados de los controles de compactación realizados y por consecuencia en el real comportamiento mecánico que presentará este tipo de depósitos.

3. Variabilidad y clasificación de las arenas de relave

3.1 Tipos de variabilidad y cuantificación

Actualmente es posible identificar dos tipos de va-riabilidad en las arenas de relaves; una del tipo ma-terial, asociada con las propiedades índice de estos materiales y otra del tipo estructural relacionada con el proceso de construcción empleado (Villavicencio, 2009).

a) La variabilidad material: se asocia con el origen mi-neralógico y la “fabricación” de las arenas de relave (molienda, flotación, ciclonaje y depositación), lo que se traduce en variación de la densidad de sus partículas sólidas, granulometría y plasticidad de las partículas finas (< 80 µm).

b) La variabilidad estructural: se relaciona al proce-so empleado para la construcción y compacta-ción (grado de compactación y espesor de capa compactado).

Para ambos casos es posible considerar dos escalas de análisis: espacial y temporal. La variabilidad a escala espacial se asocia con la dispersión de las característi-cas geotécnicas de las arenas de relave y de la estruc-tura en el espacio. A la escala temporal la variabilidad se relaciona fundamentalmente con el efecto de enve-jecimiento que presenta este tipo de materiales, ge-nerado por la cementación de las partículas, cambios

en el estado hídrico y otros factores (Troncoso, 1986) (Troncoso y Garcés 2000).

Investigaciones realizadas por Villavicencio et al. (2010) en tres tranques de arenas de relave (Tabla 1), permitieron estimar la variabilidad de las propiedades índice y de resistencia a la penetración in situ en las arenas. Los resultados indican en una primera instancia que las arenas de relave, considerando la distribución granulométrica y la naturaleza de la fracción fina, pueden ser clasificadas dentro de una gran familia de materiales, correspondientes a arenas limosas del tipo SM. Sin embargo, los rangos de variación del por-centaje de finos (< 80 mm), como resultado del modo de “fabricación”, y de la densidad de las partículas sólidas (gs), relacionada con el origen mineralógico de los relaves, influyen directamente en los paráme-tros de estado, como la densidad Proctor (gdmax). Esta variabilidad a la escala espacial, del tipo material, se genera inclusive dentro de un mismo tranques de arenas de relave.

La variabilidad estructural a escala espacial, se genera producto del proceso empleado en la construcción de estos depósitos, lo que queda en evidencia a partir de variación de la resistencia de punta (qd,), tanto en superficie como en profundidad. Estos reflejan dos importantes factores: el estado la estructura intercapa y la variabilidad inherente al proceso de compactación (eficiencia de la maquinaria y homogeneidad de la energía de compactación). Otro aspecto relacionado con la variación de la resistencia a la penetración, corresponde a la variación del estado hídrico que se genera en este tipo de materiales, factor que se asocia con la variabilidad a la escala temporal.

Para realizar procesos de control de compactación de tranques de relave, insertando la variabilidad material y estructural (escala espacial y temporal), es posible relacionar las características físicas de los materiales, con una respuesta mecánica y un estado hídrico en particular. Ello a partir de la clasificación de las are-nas desde fundamentos de micromecánica de medios granulares (Biarez, 1977; Favre, 1980; Cambou, 1987), empleando penetrómetros dinámicos como herramien-tas de control de compactación.

3.2 Identificación de clases de arenas de relave

La información para clasificar las arenas de relave, se ha generado de la recopilación de datos provenien-tes del control de compactación, realizado en varios tranques de relave representativos de la minería del cobre chilena. Así, a partir del análisis estadístico de la información recopilada, se ha identificado seis clases (Tabla 2).




Tabla 1. Propiedades geotécnicas de arenas de relave. Villavicencio et al. (2010)

Propiedades Geotécnicas

Datos bibliográficos

Datos experimentales

Tranque Nº 1 Tranque Nº 2 Tranque Nº 3

Rango Datos Media CV (%) Datos Media CV (%) Datos Media CV (%)

gs (grs/cm3) 2,68-3,88 108 3,09 4,6 45 3,36 8,02 40 3,07 2,2

Dmax (mm) 0,60-2,00 3266 0,721 27,3 262 0,285 82,2 2958 1,831 42,4

D50 (mm) 0,05-0,25 3266 0,127 19,0 262 0,111 15,2 2958 0,251 8,7

Finos < 80 µm (%) 12-25 3266 28,0 28,7 262 33 26,3 2958 17 10,0

IP (%) 0 12 0 0 8 0 0 12 0 0

gdmax (grs/cm3) 1,50-2,20 392 1,82 6,2 262 2,08 8,0 495 1,85 2,3

wop (%) – 392 15,2 9,4 262 14,4 10,3 495 14,3 6,2

gd (grs/cm3) 1,58-1,70 3266 1,75 6,6 275 2,01 8,2 2958 1,81 2,9

wnat (%) 7,0-13,0 3266 11,0 22,3 275 3,3 43,1 2958 7,5 27,3

gh, (grs/cm3) 1,69-1,84 3266 1,94 6,7 275 2,07 8,2 2958 1,95 3,5

qd (Mpa) – 275 4,80 50,6 75 2,87 45,9 100 1,95 52,8

Fuente: gs: densidad de las partículas sólidas, Dmax: diámetro máximo de las partículas, D50: diámetro medio de las partículas, gdmax: densidad máxima compactada seca, wop: humedad óptima, gd: densidad seca in situ, wnat: humedad natural, gh : densidad in situ, qd: resistencia de punta, CV (%): coeficiente de variación.

Tabla 2. Clase de arenas de relave según sus propiedades índice y parámetros de estado asociados

ClaseD50

(mm)Porcentaje de

finos (%)gs

(ton/m3)gdmax

(ton/m3)Wop

(%)

Media CV (%) Media CV (%) Media CV (%) Media CV (%) Media CV (%)

1 0,127 19,0 28 28,7 3,09 4,6 1,82 6,2 15,97 9,4

2 0,111 15,2 33 26,3 3,36 8,0 2,08 8,1 14,4 10,3

3 0,251 8,7 17 9,75 2,86 2,4 1,85 2,3 14,3 6,1

4 0,173 17,3 27 19,4 3,07 2,2 1,82 5,1 15,6 5,5

5 0,296 7,8 13 18,3 2,70 1,5 1,82 5,1 11,1 14,5

6 0,324 32,2 16 8,7 2,69 0,9 1,67 1,0 17,8 3,9




4. Control de compactación con penetrómetro dinámico

4.1 Principio teórico

El principio teórico para el control de compactación con penetrómetro dinámico se fundamenta en la rela-ción que existe entre la resistencia de punta (qd) y la densidad seca (gd) de suelo, a partir de la descripción de su microestructura basada en hipótesis derivadas de la micromecánica de medios granulares (Biarez (1977), Favre (1980), Cambou (1987)). Si el paráme-tro a medir in situ es la resistencia a la penetración, bajo la hipótesis de reversibilidad (granos irrompibles, resistentes al desgaste y reversibilidad de la succión) y conociendo los parámetros de naturaleza e interac-ción, es posible determinar in situ la densidad seca (gd) en profundidad del material. Investigaciones realizadas por Chaigneau (2001) permiten establecer la relación con qd (Ecuación 1).

γ α βd ln qdA B= ⋅ ( ) +

Donde aA y bB son valores que dependen del tipo y el estado hídrico del suelo.

Los trabajos realizados por Salgado et al. (1997) y Rahim et al. (2004), demostraron de manera experi-mental y analítica (teoría de expansión de cavidad), que en suelos granulares es posible estimar la densidad seca in situ (índice de vacíos) a partir de la resistencia de punta obtenida desde ensayos de penetración dinámicos.

4.2 Fundamento

Gourvés et al. (1995; 1997) demostraron que el pe-netrograma resultante de un ensayo de penetración realizado en un medio granular homogéneo, de den-sidad y contenido de agua constante, puede ser es-quematizado en el espacio log(qd)-z a partir de dos rectas que definen tres parámetros característicos: la resistencia de punta a nivel superficial (qdo), la profun-didad crítica (zc) más allá de la cual la resistencia de punta es constante y la resistencia de punta constante (qd), como es presentado en la Figura 1.

5. Control de compactación mediante el penetrómetro ligero PANDA

Para realizar el control de compactación en tranques de relave, determinando el grado de compactación y el espesor final de capa compactado y considerando la variabilidad que presenta in situ este tipo de materiales,

una alternativa posible de emplear es el penetróme-tro dinámico ligero PANDA (Pénétromètre Autonome Numérique Dynamique Assisté). Comparado con las herramientas habitualmente empleadas para el control de compactación (método cono de arena y densímetro nuclear), el penetrómetro PANDA presenta una serie de ventajas, tales como: rapidez en la ejecución del ensayo, fácil repetitividad, versatilidad del equipo, fiabilidad de los resultados obtenidos, sustentabilidad ambiental, bajos costos y facilidad de transporte lo que permite analizar lugares de difícil acceso como los taludes de tranques de relaves. (Espinace et al. 2007)

5.1 Equipo, funcionamiento y principio de control

El equipo PANDA es un penetrómetro dinámico ligero a energía variable cuyo principio básico de funcionamien-to consiste en hincar en el suelo, mediante el impacto de un martillo de masa estándar (2,0 kg), un tren de barras de 14,0 (mm) de diámetro provisto en su extremo de punta cónica metálica de 2,0 (cm2) de diámetro.

El impacto de martillo genera una onda de esfuerzo en la cabeza de golpeo, la cual se propaga hacia la punta del penetrómetro generando la penetración. Para cada golpe de martillo es registrada de manera continua la penetración alcanzada (e) y la resistencia de punta del suelo (qd), se obtiene con la adaptación de la fórmula Holandesa (Ecuación 2).

q

Ax Eex MM Pd

c=

+1

Figura 1. Señal penetrométrica esquematizada y parámetros característicos (qdo, zc y qd1). (Chaigneau,

2001)




Donde M es la masa del martillo empleado, E la energía aplicada, e la penetración de la punta en el suelo por cada golpe de martillo, Ac es el área de la punta y P la masa del tren de barras y de la cabeza de golpe. Una vez finalizado el ensayo, es posible observar de manera inmediata la señal penetrométrica resultante y las capas de suelo detectadas, en términos de la resistencia qd. La profundidad máxima de penetración en modalidades control de compactación es del orden de 1.5 (m). Los valores máximos para la resistencia de punta qd varían entre 20.0 a 30.0 (Mpa). (Gourvès y Richard 1995; Gourvès y Zhou 1997; Benz, 2009).

En líneas generales, el principio de control de com-pactación con el empleo del penetrómetro PANDA se basa en la comparación de la señal penetrométrica obtenida in situ, con una curva obtenida previa cali-bración en laboratorio o in situ del material a controlar, considerando un grado de compactación y un estado hídrico en particular.

5.2 Metodologías de calibración

El fundamento teórico desarrollado para el realizar el control de compactación con este penetrómetro, junto a la correlación entre la resistencia de punta (qd) y la densidad seca (gd), dieron origen a una serie de inves-tigaciones para generar metodologías de calibración in situ y en laboratorio.

Con el objetivo de obtener curvas de control de di-ferentes tipos de suelos y arenas de relaves, con-siderando la variación de sus características físicas (granulometría), el gradiente de densidad al interior de una capa compactada (efecto de fondo de capa), el estado hídrico in situ al momento de realizar el control, se investigó con el grado de compactación habitualmente empleado para la construcción de obras en suelo o materiales análogos. (Chaigneau, 2001; Benz y Cancino, 2005; Villavicencio, 2009).

5.2.1 Calibración en laboratorio

La metodología general para la obtención de las cur-vas de control de compactación en laboratorio, se fundamenta en la obtención de los parámetros carac-terísticos de un penetrograma obtenido en un medio granular homogéneo, correspondientes a qd0, zc y qd1, obtenidos para una humedad y un estado de compactación especificado (Chaigneau, 2001; Benz y Cancino, 2005). Para una serie de tres ensayos PANDA realizados al interior de un molde de calibración, se calculó el valor promedio de cada parámetro (qdo, qd1 y zc), considerando un estado hídrico en particular (seco, medio o húmedo) y cinco niveles de compac-tación referidos al valor Proctor (85%, 90%, 95%,

100%, 110%), como se presenta en las Figuras 2a, 2b y 3. La variación de cada parámetro se describe mediante una función tipo logarítmica, confirmando los resultados obtenidos por Chaigneau (2001).

Para un valor de densidad seca (gd), asociada a un grado de compactación (OPN%, OPM%) y a un estado hídrico particular, se obtienen los parámetros qd0, qd1 y zc, que definen la curva de control de compac-tación. En la Tabla 3, se presentan los resultados de la calibración realizada en arenas de relave clases 1 y 3, según clasificación propuesta.

Un ejemplo de la curva de control de compactación obtenida de la metodología de calibración en labora-torio, es presentado en el Gráfico 1.

Las curvas propuestas, obtenidas en condiciones con-troladas de laboratorio, permiten realizar el control de compactación en tranques de relaves homogéneos, principalmente en relación al grado de compactación y estado hídrico in situ que presentan los materiales al momento de realizar el control. Sin embargo, una serie de experiencias desarrolladas por los autores en diferentes tranques de arenas de relaves en operación, han demostrado que la variabilidad generada in situ por ambos factores produce una importante variación en la resistencia de punta (qd).

5.2.2 Influencia del grado de compactación y su humedad en la resistencia qd

Con el objetivo de analizar la influencia del grado de compactación y su humedad en la resistencia de punta (qd) de arenas de relaves, han sido construidas en laboratorio una serie de probetas en moldes de calibración. Los materiales empleados han sido com-pactados considerando cuatro grados de compactación referidos al valor OPN (Optimo Proctor Normal) y con-siderando tres estados hídricos definidos en función de la humedad óptima de compactación del material (Wop), presentados en la Tabla 4.

Los resultados obtenidos de los análisis realizados, presentados en el Gráfico 2, permiten concluir:

– La resistencia de punta (qd) en arenas de relave es sensible al estado hídrico y a la humedad in situ.

– Para un mismo grado de compactación y diferentes estados hídricos, en arenas de relave se obtienen diferentes valores de resistencia de punta (qd).

Estos dos aspectos son fundamentales para realizar el control de compactación mediante el penetrómetro PANDA. En efecto, durante la fase de construcción




Figura 2. a) Relación entre la resistencia de punta y la densidad seca (gd). a) Resistencia de punta superficial (qd0). b) Resistencia de punta constante (qd1).

Figura 3. Figura 3: Relación entre la profundidad crítica (zc) y la densidad seca (gd)

Tabla 3. Parámetros penetrométricos curva de calibración de laboratorio. Arenas de relaves clases 1 y 3

ClaseParámetros de compactación Curva de control de compactación

OPN (%) Wop (%) qd0 (Mpa) qd1 (Mpa) zc (cm)

1 95 14,5 0,99 4,98 0,31

3 95 13,4 0,47 9,40 0,46




Tabla 4. Clasificación del estado hídrico en función de la relación entre la humedad natural y la humedad óptima

de compactación

Estado hídrico Rango

Seco 1,10 Wop ≤ Wnat < 1,25

Medio 0,90 Wop ≤ Wnat < 1,10

Húmedo 0,60 Wop ≤ Wnat < 0,90

Gráfico 1. Curva de control de compactación. Calibración en laboratorio. Grado de compactación:

95% OPN, humedad óptima: 14,5%. Arena de relaves clase 1

Gráfico 2. Variación de la resistencia de punta (qd) en función del grado de compactación Proctor Normal

(OPN) y del estado hídrico. Resultados de laboratorio

de tranques de arenas de relave, los controles de compactación normalmente son realizados en capas con diferentes “edades” de depositación. Por lo tan-to, las curvas de control de compactación a emplear, deben considerar como dato el estado hídrico que

presentarán las arenas de relave al momento de su control in situ.

En respuesta a lo anterior, con el objetivo de consi-derar en el proceso de control de compactación de tranques de arena de relaves, la variabilidad material, la variabilidad del grado de compactación y del estado hídrico, investigaciones desarrolladas por Villavicencio (2009) permitieron generar una metodología de cali-bración in situ.

5.2.3 Calibración in situ

El principio de calibración in situ se basa en la obten-ción de una curva de control de compactación PANDA, para un tipo de material específico, una humedad y grado de compactación in situ previamente definido (en función del número de pasadas y espesor de capa). Para tal efecto son construidas canchas de calibración, cuyas dimensiones son definidas en función de la ma-quinaria empleada para el proceso de compactación y de la superficie de descarga de las arenas de relave cicloneadas.

Según las dimensiones de la cancha de calibración construida, en el eje longitudinal se definen al menos 5 puntos de control geotécnico donde son realizados ensayos PANDA, cono de arena (ensayo de referencia para el control de compactación en tranques de relave) y extraen muestras para su posterior caracterización en laboratorio, mediante ensayos Proctor, granulometrías y densidad de las partículas sólidas. El proceso de cali-bración es nuevamente realizado si las características físicas de las arenas de relave varían y/o si es cambiada la maquinaria de compactación.




Gráfico 3. Curvas de control de compactación. Calibración in situ. Grado de compactación

igual a un 95% OPN

La Tabla 5, muestra las características físicas de las arenas de relave empleadas, en conjunto con el estado hídrico que presentaron las canchas de calibración construidas.

Los penetrogramas obtenidos se tratan matemática-mente, con el objetivo de eliminar el ruido de fondo de la señal obtenida. Mediante un análisis de regresión

simple es obtenida la curva de control asociada con las arenas de relave, su humedad in situ, su grado de compactación asociado y con el espesor de capa depositado. En el Gráfico 3 se presentan las curvas de control de compactación obtenidas en tres tranques de arenas de relaves, mediante la metodología de calibración in situ.

Tablas 5. Características físicas de arenas de relaves. Estado hídrico de las canchas de calibración in situ

Tranque Curva% de finos D50 (mm) Gs %Wnat

%WopEstado hídricoMín. Máx. Mín. Máx. Mín. Máx. Mín. Máx.

1 Nº 1 20 38 0,111 0,16 2,96 3,28 6,1 14,8 13,9 Seco

Nº 2 21 50 0,08 0,143 3,05 3,33 6,9 16,3 15,9 Seco

2 Nº 1 18 26 0,160 0,305 2,86 2,99 4,4 8,8 15,3 Muy seco

Nº 2 24 32 0,133 0,185 2,78 2,94 3,1 9,9 16 Muy seco

3 Nº 1 23 40 0,133 0,215 2,98 3,29 5,0 9,9 13,3 Muy seco

Nº 2 22 38 0,122 0,196 2,99 3,12 3,5 8,4 14,5 Muy seco

5.3 Validación del control de compactación mediante el ensayo PANDA

Los resultados obtenidos de una serie de investi-gaciones realizadas en diversos tranques de arenas de relave chilenos (Benz et al. 2005, Espinace et al. 2007, Villavicencio, 2009), indican que el factor de correlación entre la densidad seca obtenida con el ensayo de penetración PANDA (gdPANDA) y la densidad seca obtenida empleando el método del cono de arena (gdCONO), es cercano a la unidad (C≈1), como es presentado en la Tabla 6.

6. Caso de aplicación

6.1 Control de compactación superficial

Se presenta un caso de aplicación de control de com-pactación con el penetrómetro PANDA en un tranque de relave de la gran minería del cobre. La curva de control, del Gráfico 4, se obtuvo de la metodología de calibración in situ anteriormente descrita.

En el tranque experimental fueron definidos dos sec-tores (1 y 2), donde fueron realizados una serie de




ensayos de cono de arena para la determinación del grado de compactación in situ de las arenas de relave depositadas, referido a la densidad máxima compac-tada seca (Proctor Normal). En la Tabla 7 se presentan los resultados obtenidos del análisis estadístico de los datos obtenidos en cada punto de ensayo.

El sector 1 fue compactado al 91% OPN, determinado a partir del método del cono de arena. Los penetrógra-mas obtenidos de los ensayos PANDA, se encuentran a la izquierda de la curva de control de compactación propuesta, es decir en la zona de rechazo que clasifica

el grado de compactación obtenido como inadecuado (Gráfico 5).

El sector 2 corresponde a una zona del muro resistente recientemente compactado, según la metodología habitualmente empleada para la construcción del tranques de relave en estudio. La comparación de los resultados obtenidos indica que las señales penetro-métricas se encuentran a la derecha de la curva de control de compactación, en la zona de aceptación donde la compactación es clasificada como aceptable (Gráfico 6).

Tabla 6. Correlación entre resultados ensayo PANDA y cono de arena

SectorMuro

tranque

Cono de arena

PANDAProctor Normal

OPN (%)Factor

Cgd(gr/cc)

gd (gr/cc)

qd (Mpa) gdmáx

(gr/cc)Cono

de arenaPANDA

Coronamiento 1.827 1.821 1.609 1.851 99 98 0.989

Medio talud 1.803 1.804 1.283 1.851 97 96 0.989

Pie de talud 1.829 1.828 1.735 1.851 99 99 1.000

Gráfico 4. Curva de control de compactación para el empleo del penetrómetro PANDA




Tabla 7. Resultados control de compactación con cono de arena. Sectores 1 y 2

SectorDensidad seca in situ, gd (grs/cc) Grado de compactación, OPN (%) Humedad natural (%)

Media Desv. Est. CV% Error Media Desv. Est. CV% Error Media Desv. Est. CV% Error

1 1,541 0,0326 2,12 0,007 91,1 1,234 1,35 0,309 16,4 2,697 16,4 0,551

2 1,627 0,0098 0,60 0,002 97,0 0,588 0,61 0,120 14,0 1,393 9,9 0,284

Gráfico 5. Control de compactación. Penetrómetro PANDA. Sector 1

Gráfico 6. Control de compactación. Penetrómetro PANDA. Sector 2




6.2 Estimación de la variabilidad de una capa de arenas de relave compactada

Es importante considerar en el control de una capa compactada de arenas de relave, la variabilidad ma-terial, estructural y el estado hídrico in situ, como fue señalado en los párrafos precedentes. La facilidad y rapidez en la ejecución de los ensayos de penetración PANDA, permite multiplicar los ensayos y analizar en superficie y profundidad el grado de compactación de una o varias capas de arenas compactadas. Las señales penetrométricas obtenidas en conjunto con métodos de simulación o representación espacial, permiten reconstruir un volumen de arenas de relave depositado, hasta la profundidad máxima alcanzada por los ensayos de penetración realizados.

En las figuras 4 y 5 se presentan los resultados ob-tenidos desde la representación espacial in situ de una capa de arenas de relave compactada de manera mecánica, a partir de la realización de 6 ensayos de penetración PANDA. El modelo de interpolación que permitió representar de mejor manera la variación de la resistencia de punta (qd) y su estructuración espacial, corresponde al método del inverso de la distancia ano-sotrópico. Las dimensiones de la capa, corresponden a un ancho igual a 3,0 (m) y una longitud en dirección talud “aguas abajo” de 70,0 (m). Como herramienta ha sido empleado el programa computacional Rockwork 15. Los resultados obtenidos pueden ser aplicados en los modelos de análisis de estabilidad de tranques de arenas de relave, considerando la variabilidad que presenta este tipo de depósitos, identificando zonas

Figura 4. Perfil longitudinal obtenido en función de la resistencia de punta (qd). Escala métrica

Figura 5. Reconstitución volumétrica de una serie de capas de arenas de relave de depositadas, en función de la resistencia de punta (qd)




de diversa resistencia y comportamiento mecánico. De esta manera sería posible estimar la probabilidad de falla asociada en este tipo de depósitos, aspecto no considerado actualmente por la práctica ingenieril.

7. Conclusiones

Los resultados obtenidos consolidad la aplicación del ensayo PANDA como una nueva alternativa, precisa, eficaz y económica para el control de compactación de tranques de arenas de relaves pertenecientes a los diversos sectores de la minería chilena del cobre.

La metodología propuesta permite determinar in situ, el grado de compactación en profundidad y el espesor de capa depositado, considerando la variabilidad material y estructural que presentan los tranques de arenas de relave, aspecto no considerado hasta ahora por la in-geniería de nuestro país. De esta manera se responde y se complementan los requerimientos establecidos en la legislación vigente y principalmente en el D.S 248 Of. 2007, innovando en los aspectos relacionados con el control de compactación de los depósitos de relaves.

La rapidez en la ejecución del ensayo PANDA y la con-tinuidad de medidas de resistencia a la penetración en profundidad, permiten cuantificar la variabilidad espa-cial y temporal de las propiedades geotécnicas de las arenas de relave, utilizando métodos de estimación es-tadística y simulación espacial. De esta manera podrán

ser identificadas las zonas con un mayor potencial de inestabilidad mecánica y establecer la probabilidad de falla asociada a estos depósitos mineros.

Actualmente los autores de este artículo se encuentran desarrollando un proyecto para elaborar una norma nacional para el control de calidad del proceso de com-pactación, empleando el ensayo PANDA, transfiriendo esta tecnología que ya se encuentra en aplicación en Europa, Estados Unidos y países de Asia. De esta manera se pretende obtener una guía alternativa que produzca mejoramiento en la condición de estabilidad mecánica de un tranque de relaves durante la fase operacional y de abandono.

Agradecimientos

Este artículo ha sido desarrollado dentro del contexto del proyecto Corfo-Innova 08CM01-13. Los autores agradecen el patrocinio a la Dirección de Investigación de la Pontificia Universidad Católica de Valparaíso, y de las empresas Geotecnia Ambiental LTDA y Sol Solution (Francia) por la valiosa información aportada.

El desarrollo de este artículo contó con la impor-tante colaboración del Dr. Juan Palma González, Profesor Titular de la Pontificia Universidad Católica de Valparaíso, y del Profesor Andy Fourie (School of Civil and Resources Engineering. University of Western Australia).




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Certification of the quality

of housing in Chile:

a benchmarking with

international certification

systems

Certificación de la calidad de viviendas en Chile: Análisis comparativo con sistemas internacionales

Autores

Fecha de recepción


17/03/2011

23/11/2011

RAMÍREZ, V. Pontificia Universidad Católica de Chile, [email protected] Santiago, Chile

SERPELL, A. Pontificia Universidad Católica de Chile, [email protected] Santiago, Chile



páginas: 134 - 144 ] Ramirez, V., Serpell, A. [

Abstract

Resumen La necesidad de crear un sistema que coadyuve al mejoramiento de la cali-dad de las viviendas y genere confian-za en el cliente de que el producto que adquiere cumple con los requisitos establecidos, ha creado la necesidad de la certificación de la calidad de las viviendas. Un sistema de certificación de calidad puede ayudar a identificar y satisfacer las necesidades de los clien-tes de viviendas en factores tan impor-tantes como la seguridad, la confianza, y la integración de los aspectos de fun-cionabilidad y habitabilidad. En este contexto, el sistema adquiere impor-tancia para las empresas inmobiliarias

Creat ing a sy s tem that he lps to improve the quality of building houses and generates trust for a customer is a must. Each customer needs to be confident in the product that he or she is buying, and that this house or apartment meets the appropriate s t anda rd s . W i th i n t h i s con te x t , cer t i fy ing the qua l i ty of hous ing construction has created a need. A quality certification system could help identifying and satisfying the needs of customers interested in buying houses, in variables such us, safety, trust, and

funct ional i ty. The system acquires more relevance for construction and realty state companies willing to stay compet i t ive and to improve the i r processes . We compare d i f fe rent certification quality models for housing on an international a national level that includes the system created by the Catholic University of Chile. First, we present a literature review considering strengths and weaknesses of current models ; second, we descr ibe the actual system for certifying housing construction in Chile.

y constructoras que desean mantener-se competitivas y mejorar. En este tra-bajo se realiza una comparación de los modelos de Certificación de Calidad de Vivienda existentes a nivel interna-cional y el Sistema de Certificación de Calidad otorgado por el Departamento de Investigaciones Científicas de la Universidad Católica de Chile. En pri-mer lugar, se realiza una revisión de la literatura considerando las forta-lezas y debil idades de los modelos existentes; en segundo lugar, se realiza una descripción del sistema de certi-ficación de la calidad de las viviendas chileno.

Keywords: Certification, quality, housing.

Palabras clave: Certificación, calidad, viviendas.


136 ] Revista de la ConstrucciónVolumen 11 No 1 - 2012 páginas: 134 - 144

] Ramirez, V., Serpell, A. [

1. Introducción

La vivienda constituye una necesidad primordial del hombre: proporciona seguridad, funcionabilidad y habitabilidad. Para cumplir con las exigencias de los clientes y consumidores a un costo razonable, la ca-lidad resulta un factor determinante. Al elegir una vivienda, las expectativas de los clientes incluyen obtener una vivienda que ofrezca la mejor calidad y el mejor producto. Esto ha obligado a las empresas constructoras e inmobiliarias a modificar su forma de pensar para mantenerse competitivas y ofrecer un producto de acuerdo a las necesidades de los clientes. La calidad en la construcción de viviendas a nivel nacional e internacional ha adquirido gran rele-vancia debido al impacto que las fallas de calidad del inmueble tienen sobre el usuario final. Se estima que en Estados Unidos de América, el Reino Unido, y en América Latina, los costos por fallas de calidad varían entre 5 y 25% del costo total del proyecto (Low et al., citados en Gracia & Dzul, 2007). En Chile, según estu-dios realizados por la Pontificia Universidad Católica, se estiman estos costos entre 15 y 25% del costo de cada vivienda. Según Izaguirre (2005), los problemas de la calidad en las viviendas afectan a la estructura y mantenimiento del inmueble y traen como conse-cuencia: un aumento en los costos y una disminución en los niveles de sostenibilidad de la edificación y el entorno urbano. A las fallas de calidad detectadas en la construcción de viviendas, se suma la necesidad por parte de las empresas de reducir los costos de no calidad y postventa (Serpell, 2004). En este contexto, la certificación otorga una garantía del producto que se obtiene antes de la adquisición. Esto permite al cliente evaluar la decisión de adquirir o no un bien con confianza y tranquilidad. La entidad certificadora Qualitel afirma que optar por la certificación trae como beneficios: diferenciarse en un mercado competitivo, dar respuesta a las preocupaciones de los clientes, y reconocimiento a través de la marca de certificación. Esta certificación puede ser obtenida por una empresa constructora o inmobiliaria solicitando el servicio a un organismo acreditado, el se asegura del cumplimiento de las bases técnicas y del cumplimiento de estándares.

2. La calidad de las viviendas y su importancia

Entender la importancia de la calidad es un tema subjetivo. Estudios relacionados con la calidad de las viviendas demuestran insatisfacción por parte de los clientes. Este nivel se insatisfacción se puede traducir en la sensación de haber realizado una mala inversión o selección en su compra. Yang & Zhu (2006) analizan

un índice de satisfacción de la calidad de las viviendas en China. Ayman & Al-Momani (2003) afirman que conocer la satisfacción del cliente ayuda a determinar factores que mejoren la calidad de las viviendas y au-menta los beneficios de la empresa creando clientes leales y satisfechos. Kelada (1992) afirma que para obtener un nivel óptimo de calidad es necesario que tal nivel exista en todas las etapas del proceso. Ayman & Al-Momani (2003) aseveran que existen grandes deficiencias en el nivel de calidad de las viviendas en Jordania y que los clientes tienen muy poca o ningún tipo de participación en aspectos relacionados a los atributos que debe poseer su vivienda; afirman ade-más, que la información que se puede obtener de los clientes puede ser una herramienta competitiva para las empresas. Mills et al. (2009) sostienen que la corrección de defectos por mala calidad de las viviendas alcanzan un 4% del valor del proyecto por trabajos rehechos en Australia. Los trabajos de Sui & Hui (2004), Kazaz & Talat (2005) confirman la existencia de problemas causados por la mala calidad en la construcción de las viviendas y proponen sistemas orientados a disminuir las desviaciones, los trabajos rehechos y la cantidad de defectos con el fin de mejorar el nivel de calidad de estas. Chiu & Sub (2010) concluyen que los clientes consideran tres aspectos al adquirir una vivienda: pre-cio, comodidad y calidad, siendo la calidad el aspecto más importante. Love & Hi (2000) manifiestan que la certificación otorgada por una tercera parte representa un proceso que puede llegar a ser largo y tedioso para una empresa constructora, llegando a ser una barrera para su correcta implementación. García & Solís (2008) aseveran que los sistemas de calidad en el sector de la construcción “son objeto de cuestionamiento por las empresas constructoras, llegando a considerarse además de procesos largos, costosos y disfunciona-les”. Ghone (1995) citado en Love & Li (2000) señalan que para algunas empresas constructoras pequeñas y medianas certificarse no agrega valor, representando una carga adicional de trabajo y un alto costo la in-troducción de un sistema de calidad. Love & Li (2000) afirman que los requisitos de la serie de normas ISO 9000 siguen representando un obstáculo para las em-presas constructoras. En Chile, en los últimos años se ha impulsado fuertemente la ejecución de programas y planes orientados a garantizar un mejor nivel de calidad y productividad, que además mejoren los pro-cesos constructivos y de diseño. Ante la inexistencia de estudios en esta área, este trabajo es un paso en esta dirección a fin de reconocer las mejores prácticas en la construcción que puedan servir de herramientas de mejora de la calidad en las viviendas.




3. Metodología

La metodología utilizada tiene como finalidad exa-minar la literatura publicada para: (i) Conocer los modelos de certificación de calidad existentes a nivel nacional e internacional; (ii) Realizar una comparación de los modelos de certificación existentes y el modelo de certificación chileno para identificar las fortalezas y debilidades del sistema; (iii) Analizar los resultados obtenidos para detectar oportunidades de mejora.

Se realizó una revisión de revistas científicas, documen-tos, tesis, libros, y conferencias seleccionando aquellos documentos más atingentes desde doce años atrás a la fecha– relacionados con la certificación de la calidad de las viviendas. Adicionalmente, se consultaron ex-pertos nacionales en el tema. Posteriormente se realizó una selección y clasificación de los documentos más importantes de las fuentes de información consultadas según el contenido y criterios –primera evaluación–. Luego, se verificó la información consultada en base a los objetivos de la información –segunda evaluación–. El análisis y síntesis de la información permitió ordenar la información que se obtuvo y evaluarla de acuerdo a los objetivos del estudio, y revisar las congruencias de los modelos de certificación existentes. Se agruparon los estudios cuyos resultados son equivalentes para resumirse de forma breve. Finalmente, basados en la revisión de la literatura se realizó una comparación de los modelos de certificación existentes, identificando las fortalezas y debilidades del sistema de certificación de calidad chileno.

4. Panorama de la certificación de la calidad de las viviendas

Debido a la necesidad de ofrecer una garantía al cliente del producto que obtiene, se requiere de un organismo certificador que supervise y asegure el cumplimiento de los estándares, garantizando que la vivienda se construye conforme a las normas establecidas. La certificación es un concepto que en países tales como Francia y Estados Unidos, es parte de los aspectos que debe considerar un proyecto habitacional. Estos se diseñan y construyen bajo estándares de calidad y el cumplimiento de las normativas vigentes. Actualmente, en Chile existen instituciones que evalúan la calidad de las viviendas las cuales otorgan la certificación según la metodología particular de aplicación de cada una.

Love & Li (2000) mencionan que tradicionalmente la certificación se aplica únicamente a productos y con-siste en un proceso por medio del cual una tercera parte entrega por escrito una garantía de que el pro-ducto cumple con los requisitos especificados. A nivel

nacional, el Instituto Nacional de Normalización define la certificación como “…el procedimiento por el cual una tercera parte entrega un aseguramiento escrito de que un producto, proceso, persona, sistema de gestión o servicio cumple con requisitos especificados”. La entidad certificadora es la empresa u organismo que está debidamente acreditado para certificar que la vivienda cumple con todas las condiciones y requisitos dispuestos en las bases establecidas.

La mayoría de sistemas de gestión para asegurar la calidad de las viviendas están basados en la verifi-cación del cumplimiento de las normas ISO 9000. Este tipo de certificación es la más utilizada para garantizar y controlar los estándares de la calidad en la industria de la construcción a nivel internacional. Ofori & Gang (2001) reportan un estudio realizado en la industria de la construcción en Singapur rela-cionado con percepciones, motivaciones, beneficios y problemas de implementar ISO 9000. Sus principales resultados indican que las empresas no encontraron problemas significativos en la implementación y que esta ha asegurado un impacto positivo de largo plazo en el desarrollo de la industria. Chini & Valdez (2003) realizan una revisión de la literatura y una encuesta a empresas que han recibido la certificación ISO 9000 en esta industria, concluyendo que es “una herramienta apropiada y efectiva para la industria de la construc-ción en EE.UU.”. Recientemente, Kong, Gómez & Hamid (2010) clasifican los beneficios obtenidos por empresas certificadas ISO 9001 en la industria de la construcción en Malasia. Por su parte, Ali & Rahmat (2010) examinan los beneficios de implementar el estándar en industrias de la construcción en Malasia, concluyendo que los dos elementos más importantes para medir el desempeño de un proyecto de cons-trucción son la funcionalidad y la satisfacción del cliente, siendo el tiempo y el costo factores menos importantes.

De forma análoga, en Chile la certificación se basa principalmente en la normativa ISO 9000. La Dirección de Investigaciones Científicas y Tecnológicas de la Pontificia Universidad Católica de Chile –DICTUC S.A.–realiza la certificación del producto –vivienda– basa-do en la norma ISO/CASCO, equivalente a la norma nacional INN 100-611 siendo el único organismo que otorga una certificación de la calidad del producto.

5. Análisis de los sistemas de certificación de calidad internacionales

A continuación se presenta en la Tabla 1 un resumen de los modelos de certificación de calidad de las vivien-das. Como se observa, los métodos de certificación de




calidad de las viviendas están orientados principalmen-te a la verificación del cumplimiento de los estándares de calidad técnicos de las viviendas y aspectos de habitabilidad. Países como Francia, España y Nueva Zelandia incorporan aspectos medioambientales y de eficiencia energéticas para mejorar la calidad de la vivienda. Los sistemas de certificación de calidad de las viviendas utilizados en otros países es otorgada por organismos acreditados que tienen como característica general mejorar la calidad de las viviendas y ofrecer una garantía que otorgue confianza y seguridad a los usuarios. Tienen características comunes como el in-terés por parte del gobierno en establecer sistemas de certificación que otorguen una garantía de calidad de las viviendas por medio de la verificación del cumpli-miento de estándares establecidos que son requisitos para las empresas constructoras y son otorgados por un ente externo. Se diferencian en los aspectos de certificación que incluyen.

En Chile, los organismos que otorgan una certificación de calidad de las viviendas extienden una garantía del cumplimiento de los requisitos conforme a las exigen-cias de los estándares de calidad mínimos establecidos por cada entidad. La metodología consiste en la veri-ficación del cumplimiento de la normativa vigente de acuerdo a los aspectos que incluye: aspectos técnicos de calidad, medioambientales, de eficiencia energética y de habitabilidad.

En base a la revisión anterior, podemos constatar que existen distintos enfoques, lo que a su vez varía entre los países. Por tal razón, el presente trabajo permite proporcionar elementos que contribuyan a una visión más amplia de las tendencias respecto a la realidad chilena.

6. Modelo de certificación ISO/CASCO

La certificación ISO/CASCO –Assessment and verifica-tion of conformity to standards and technical specifi-cations– es un modelo de certificación de conformidad de productos que confirma el cumplimiento de ciertos estándares, reconocido a nivel internacional.

ISO /CASCO Nº 5 es el modelo base del manual de bases técnicas de certificación de la calidad de las vi-viendas DICTUC S.A. Implica la realización de muestras de partidas constantemente y la evaluación del control de calidad de la obra. La evaluación que se realiza para el control de la calidad tiene como propósito la verificación de que la empresa posee un sistema de control de la calidad que sirva como herramienta para verificar los distintos procesos y el producto final.

La diferencia entre las normas de certificación ISO 9001:2008 y el modelo ISO/ CASCO No 5 básicamente consiste en que la norma ISO 9001 proporciona los re-quisitos genéricos para sistemas de gerencia y no para los productos o servicios. La norma ISO 9001:2008 no certifica productos.

De la comparación de los aspectos que contiene el modelo de certificación ISO/CASCO Nº 5 y el mode-lo del Sistema de Certificación de la Calidad de las Viviendas-SCCV se infiere que existe un alto grado de consistencia entre ambos, lo cual permite comprobar la solidez del modelo del SCCV y garantizar a los clientes el cumplimiento de estándares nacionales e internacionales. El modelo SCCV entrega confianza y flexibilidad con un control eficiente de cada uno de los elementos que componen un proceso.

7. El modelo de certificación de calidad chileno DICTUC S.A.

Origen del sistema de certificación de la calidad de las viviendas

El interés en el mejoramiento de la calidad de la cons-trucción es un tema que ha sido de gran preocupación para las empresas del sector de la construcción, parti-cularmente en el sector de las viviendas.

En el año 2003, DICTUC S.A. con apoyo del Fondo Nacional de Desarrollo Tecnológico y Productivo –FONTEC– desarrolló un sistema de certificación de la calidad de las viviendas que incluye aspectos adi-cionales –requerimientos de clientes en cuanto a su uso, habitabilidad, seguridad, comodidad y durabi-lidad–. Este permite otorgar una garantía al clien-te que el producto que adquiere, cumple con los requerimientos establecidos en el Manual de Bases Técnicas de Certificación de Vivienda –MBTCV– e incluye las etapas de diseño y construcción de las viviendas. Inicialmente se sometieron cinco empresas constructoras al proceso de evaluación para verificar el cumplimiento de requisitos de certificación. La primera empresa constructora obtuvo la certificación de calidad en el año 2006.

Actualmente, DICTUC S.A. realiza la aplicación del SCCV a través de su filial, Sistemas de Productividad y Gestión S.A. –SPG–. La aplicación del sistema se basa en el cumplimiento de los estándares mínimos de calidad en las etapas de diseño y construcción orien-tados a la satisfacción de los clientes. Estos requisitos se contemplan en el manual de bases de certificación del DICTUC S.A. basados en la normativa vigente para




asegurar que la vivienda cumple con los requerimientos mínimos de los clientes, considerando aspectos de fun-cionabilidad y habitabilidad (Serpell, 2004). El objetivo del manual es que se utilice como herramienta para medir la calidad de las viviendas a través de la identifi-cación de las fallas de calidad (Serpell & Labra, 2002).

7.1 Descripción del sistema de certificación de la calidad de las viviendas

El objetivo principal del SCCV, también conocido como “Sello de Calidad”, es brindar confianza y seguridad del producto que se obtiene por medio del cumpli-miento de los estándares de calidad basados en el MBTCV. Adicionalmente, el Sello actúa como un me-canismo eficaz de control de la gestión de la calidad de la construcción para las empresas constructoras e inmobiliarias.

7.2 Requerimientos de las empresas para obtener la certificación de la calidad

La empresa interesada debe someterse a la evaluación inicial que exige el MBTCV a fin de asegurar la apli-cación correcta de la metodología. Si la empresa no cumple con el sistema de aseguramiento de calidad adecuado, se realiza una asesoría para la implanta-ción. Esto incluye definir la estructura organizacional de la calidad y las responsabilidades del personal de obra en términos de especificaciones de calidad. Los cuatro requerimientos que debe cumplir la empresa postulante son: Compromiso de la gerencia, Personal capacitado, Implementación de un plan de la calidad dentro de la empresa, y Establecer las condiciones mínimas de trabajo.

7.3 Condiciones para la otorgación de la certificación de la calidad

Para que la certificación de la calidad de las viviendas sea otorgada es necesario el cumplimiento de los re-quisitos establecidos en MBTCV, el cual se basa en la verificación in situ de la calidad de la construcción de la vivienda. Un resumen de las actividades se muestra a continuación en la Figura 1 junto con una descripción de cada una de ellas.

Etapa I. Evaluación del sistema de aseguramiento de la calidad. Se verifica la existencia de procedimientos de controles y registros en cada uno de los procesos –diseño y construcción–.

Etapa II. Procedimientos de revisión en la etapa de diseño del proyecto. Se establecen las condiciones

generales que la empresa debe cumplir en el proceso de certificación: documentación técnica de la obra, información completa y coherente, cumplimiento de las normas establecidas para cada procedimiento de los aspectos formales mínimos, documentación y cer-tificados consistentes con las actividades de las demás especialidades.

Etapa III. Revisión y aprobaciones de los elementos durante la etapa de construcción de la vivienda. El MBTCV exige a la empresa verificaciones in situ, que esta garantice la información como parte de los pro-cedimientos de inspección para asegurar la calidad basados en los estándares de calidad basados en la norma ISO/CASCO.

Etapa IV. Manual de uso para el propietario de uso y mantención de la vivienda. Este manual es entregado al cliente por parte de la empresa constructora si-guiéndolas estructuras definidas por el MBTCV. Incluye instrucciones para su uso y mantención y el cuidado

Figura 1. Estructura del MBTCV

ETAPA IEvaluación del sistema de aseguramiento de

calidad de la empresa.

ETAPA IIProcedimientos de revisión en la etapa de

diseño del proyecto.

ETAPA IIIProcedimientos de revisión de la etapa de

construcción del proyecto.

ETAPA IVEvaluación del manual de uso y mantención

de la vivienda.

Fuente: Serpell& Labra (2002).




del inmueble ante eventuales problemas, preservando su durabilidad y funcionalidad.

8. Descripción del procedimiento de supervisión y criterios de aceptación

8.1 Plan de muestreo

El tipo de muestreo que utiliza el SCCV es por atri-butos, el cual consiste en la verificación in situ de los elementos seleccionados dependiendo de las carac-terísticas de las partidas. Los estándares del plan de muestreo por lote por atributos están basadas en la NCh2237 Of. 1999 que corresponde a la homologa-ción con la norma internacional ISO 2859-1 consis-tentes con la atributos están basadas en la NCh2237 Of. 1999 que corresponde a la homologación con la norma internacional ISO 2859-1 consistentes norma Military Standard, Sampling Procedures and Tables for Inspection by Atributes, MIL STD 105D. Este plan de muestreo de aceptación por lotes se realiza por medio de la inspección por atributos de una muestra definida en cada uno de los lotes. Dependiendo de la cantidad de unidades conformes o no conformes al mínimo requerido, se acepta o se rechaza el lote.

8.2 Nivel de calidad aceptable

El Nivel de Calidad Aceptable –NCA– se define como el porcentaje máximo de elementos defectuosos o de no conformidades a ser considerados satisfactorio para cada partida. Para cada una de las partidas, se considera una cantidad de elementos defectuosos aceptables dependiendo del tamaño de la muestra y del grado de criticidad del elemento según el impacto en la obra. Además se contempla un número de no conformidades permitidas y el porcentaje de elemen-tos defectuosos con respecto a los elementos que se verifican en la inspección. La determinación del NCA de los elementos defectuosos definido en el MBTCV se presenta en la Tabla 2.

8.3 Selección del tamaño de la muestra

La determinación del tamaño de la muestra se reali-za dependiendo del tamaño del lote de la partida a inspeccionar y el nivel de riesgo de esta para alcanzar un nivel de calidad aceptable. Una vez realizada la inspección, se analiza si el elemento cumple con el NCA para su aprobación. Dependiendo de los distintos niveles de riesgo –Bajo, Normal, Máximo– los cuales son identificados para determinar el NCA, se determi-na el tamaño del lote y el nivel de riesgo aplicable a las viviendas según el MBTCV para determinar la cumple

con el NCA para su aprobación. Dependiendo de los distintos niveles de riesgo –Bajo, Normal, Máximo– los cuales son identificados para determinar el NCA, se determina la cantidad de elementos que deben ser aceptados o rechazados según el nivel de riesgo de la partida y el tipo de inspección: normal, rigurosa o reducida.

Procedimiento de inspección

Dependiendo de las características de la partida y su impacto en el producto final se determina el nivel de riesgo considerado. A partir del nivel de riesgo, se determina el porcentaje de elementos defectuosos de cada una de las partidas y el NCA.

En caso de que la partida no cumpla con el NCA se detecta una no conformidad que debe ser atendida e informada para implementar un plan de acción y mejora.

A menos que el organismo que certifica indique lo contrario, la inspección se inicia con una condición de inspección normal. El cambio de tipo de inspec-ción normal a reducida, de reducida a normal, o de normal a rigurosa, se aplica cuando se cumplen las condiciones determinadas en el MBTCV. El proceso de inspección se realiza dependiendo del avance de la obra. Las revisiones se verifican por un profesional acompañado de uno o dos técnicos según las necesi-dades de inspección.

La inspección de la partida del lote que se selecciona se realiza de forma aleatoria en terreno a partir de la muestra que se obtiene. Se define el tamaño de la muestra de acuerdo a los criterios mencionados ante-riormente y se divide el lote en grupos de elementos de acuerdo al nivel de avance de la obra, donde la mues-tra es repartida en forma proporcional a los tamaños de los grupos. De no encontrarse una no conformidad,

Tabla 2. Nivel de calidad aceptable

Nivel de calidad aceptable (NCA)

Elementos defectuosos

Máximo 1,00%

Normal 2,5%

Mínimo 4,0%

Fuente: Norma NCh2237 Of. 1999.Homologación de la norma internacional ISO 2859-1.




Tabla 1. Comparación de modelos de certificación

Fuente: Serpell& Labra (2002).

se pasa al siguiente lote para obtener nuevas muestras a inspeccionar y así sucesivamente hasta concluir con el lote. En el caso de que la inspección identifique durante la inspección una partida defectuosa, los operadores encargados de la verificación y cumpli-miento in situ prestan asesoría que permita mejorar la ejecución de la actividad, generando instrucciones al personal involucrado. De no cumplirse los NCA, se genera una no conformidad y la acción correctiva que permite continuar con la evaluación de la siguiente etapa. Este proceso se realiza como máximo una vez si la empresa desea eliminar las no conformidades. Si la empresa no desea continuar con el proceso –elimi-nando las no conformidades– el lote es rechazado y no hay certificación de la calidad.

La inspección contempla reuniones con los encargados de la obra y el personal para analizar la información generada en terreno, y determina si es necesario realizar acciones con el fin de prevenir fallas futuras. La certificación de la calidad de las viviendas DICTUC S.A. es entregada solamente si todas las partidas son aceptadas.

9. Aplicación del sistema de certificación de la calidad de las viviendas

La certificación de la calidad de las viviendas DICTUC S.A. verifica que: la vivienda se construye según las buenas prácticas basadas en requisitos establecidos en

el MBTCV; la empresa cuenta con procedimientos de control y registros que aseguren el cumplimiento de los requisitos establecidos para la aplicación adecuada del SCCV. Dado que ningún sistema puede asegurar que no se producirán fallas en algún momento de la vida útil de la vivienda debido a causas fortuitas, la aplicación de un SCCV solamente ayuda a minimizar las fallas de calidad que se puedan producir durante el proceso de construcción de la vivienda. Esto significa que el organismo encargado de realizar la certifica-ción, e. g. DICTUC S.A., no tiene responsabilidad civil por daños que pueda tener la vivienda en un futuro.

10. Beneficios del sistema de certificación de la calidad de las

viviendas

Entre los pr incipales benef ic ios se ident if ican: (i) Entrega confianza y seguridad a los clientes de que el producto cumple con los requerimientos basados en las normas de construcción vigentes; (ii) Es un ele-mento diferenciador dentro del mercado; (iii) Permite disminuir de los costos postventa por medio de la reducción de fallas y reclamos; (iv) Disminuye el cos-to de seguro de garantía habitacional; (v) Facilita la supervisión durante el proceso de ejecución por parte de profesionales que capacitan al personal de la obra; (vi) Mejora en la calidad del producto; (vii) Permite su adaptación a las disposiciones legales. Esto significa que el propietario primer vendedor es responsable de




los daños y prejuicios durante la construcción y des-pués de finalizada la obra en un plazo de 10 años por fallas en la estructura, cinco años por fallas en la cons-trucción e instalaciones y tres años en terminaciones.

11. Alcances del SCCV

Entre las principales limitantes del sistema, se men-ciona: (i) La metodología no considera la revisión del 100% de los elementos que componen la vivienda, sino que considera muestreo aleatorio. (ii) El organis-mo que otorga la certificación no es responsable de las fallas por siniestro ni garantiza la no ocurrencia de estos; (iii) No se mantiene estático en el tiempo. Se actualiza constantemente de acuerdo a las normativas vigentes.

12. Conclusiones

La decisión de adquirir una vivienda es una de las inversiones más importantes que realiza una perso-na. La evidencia internacional revisada demuestra la preocupación que existe por incrementar el nivel de la calidad de las viviendas, con el fin de mejorar las condiciones de vida y el grado de satisfacción de los clientes. Los esfuerzos realizados hasta ahora, parecen no ser suficientes. Actualmente, los clientes son más conscientes de sus derechos como consumidores y exigen un producto que además de satisfacer sus ex-pectativas, les brinde seguridad y tranquilidad. Hoy en día existe interés por parte de las inmobiliarias y de los organismos gubernamentales por generar productos de calidad debido a los problemas detectados en la construcción y a la necesidad de proveer condiciones mínimas que satisfagan a los clientes. Las empresas constructoras están conscientes de que la certificación es un elemento de diferenciación de gran relevancia donde la tendencia en un futuro es que se diseñen y se construyan viviendas más eficientes y amigables con el medio ambiente.

En Chile, la industria de la construcción ha realizado grandes esfuerzos por mejorar la calidad de las obras a través de planes y programas que ayuden a mejorar los procedimientos de construcción y la calidad del producto. En este sentido, la creación de un sistema de certificación de la calidad de las viviendas que otorgue al cliente una garantía de que el producto que obtiene cumple con los requisitos establecidos, es fundamental en un mercado cada vez más exi-gente en términos de calidad y más conscientes de sus derechos. La aplicación del SCCV proporciona

estándares de calidad orientados a la mejora del pro-ceso, producto y mano de obra, proveyendo evidencia de efectos positivos y oportunidades de mejora en el proceso constructivo, entre otros beneficios derivados de su aplicación.

La revisión de la bibliografía permitió cierta aproxima-ción a nivel nacional e internacional, de los sistemas de certificación en aspectos relacionados con la calidad de la vivienda. Se aprecia la existencia de una diversidad de métodos de certificación de la calidad para vivien-das que nos dan una visión del interés y la relevancia a nivel mundial de la necesidad de establecer méto-dos de certificación en todos sus aspectos: calidad de la construcción, calidad de los materiales y el uso eficiente de energías. Si bien se han logrado avances en relación a la calidad de las viviendas, existen aún muchas debilidades que deben superarse.

Existen cuatro organizaciones chilenas identificadas en este estudio que otorgan una certificación de cali-dad de la vivienda en aspectos de diseño y de calidad técnica de la obra. Sin embargo, el SCCV es el único modelo chileno que está basado en el modelo ISO/CASCO N° 5 el cual es usado a nivel internacional. La literatura revisada corrobora la inexistencia de un modelo similar al SCCV en Latinoamérica. No se encontró evidencia de modelos equivalentes al SCCV en España, EE.UU., Canadá, Malasia, Francia, Reino Unido, y Nueva Zelandia.

La adaptación del SCCV a la realidad de las empresas demuestra su flexibilidad, comprobando además, que es una excelente alternativa para una empresa u or-ganismo que desee mejorar sus procesos y estándares de calidad de construcción, lo que se traduce en un incremento de la satisfacción del cliente. La aplica-ción de un SCCV representa un cambio cultural en la organización, por lo tanto el recurso humano es un factor clave, debiendo enfatizarse la motivación del personal y el desarrollo de la confianza mutua para aumentar los beneficios del sistema. La certificación implica la utilización de materiales de mejor calidad y mejores procesos constructivos, pero principalmente, una nueva forma de trabajo entre las distintas especia-lidades que deben concentrar sus esfuerzos en cumplir con los estándares de calidad requeridos. Dentro de los aspectos clave que influirían en el éxito del SCCV en otros mercados no locales, está el ser un produc-to innovador, diferente y completo a los existentes relacionados con la certificación de la calidad de las viviendas, y que se satisface una necesidad no cubierta para el cliente que desea una garantía que el producto que adquiere, cumple con los requisitos establecidos según los estándares nacionales e internacionales.

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Evaluación de los artículos

PÚBLICO OBJETIVO

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3.- Los árbitros o evaluadores deberán verificar que se cumplan todos los aspectos formales, además de comprobar que las conclusiones estén acordes con los diseños metodológicos expuestos y los objetivos planteados. Los árbitros conocerán la identidad de los autores, pero estos desconocerán a sus evaluadores.

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format. - References are to be presented according to APA (American Psychology Association) standards.

The deadline for the next issue is 1 oct. 2012.

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Inscripción Nº ISSN 0717 - 7925Edición: diciembre 2011

DISEÑO:MARÍA PAZ CROXATTO

DIAGRAMACIÓN:ALFABETA ARTES GRÁFICAS

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

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