revistadelaconstrucción

Estimados Lectores:

Nuestra Revista de La Construcción, a lo largo de sus catorce números editados hasta ahora, ha cubierto un importante espacio en el campo de la difusión del conocimiento científico en el Sector Construcción, logrando una acogida muy favorable en el ámbito nacional e internacional, prueba de ello es que son numerosos los artículos que semestralmente se reciben desde diversos lugares del mundo.

Su austero inicio no ha sido impedimento para posicionarla, en el año 2007, en la base de datos de la prestigiosa agencia de información internacional Thomson Reuters ISI (Science Citation Index Expanded) y, recientemente ha sido ingresada a la biblioteca científica SciELO Chile.

Los reconocimientos alcanzados por la Revista son asumidos como un compromiso con la buena calidad y su desarrollo, al que se suma el hecho de que la Escuela de Construcción Civil de la Pontificia Universidad Católica de Chile, a la cual pertenece esta publicación, se ha sumado en todo su quehacer mediante un ambicioso Plan de Desarrollo, en el que se fortalecerán ciertas líneas de investigación que han sido definidas como prioritarias para los próximos años.En el contexto lo expuesto, los esfuerzos de investigación de nuestra Escuela estarán concentrados en el ámbito de la Tecnología y los Procedimientos Constructivos, en la Gestión Administrativa y Operativa de Proyectos de Construcción y, en La Construcción Sustentable.

Estas amplias áreas temáticas que han sido mencionadas serán privilegiadas en la línea editorial de esta Revista de la Construcción, por lo que esperamos que la comunidad científica nacional e internacional, se sienta acogida de antemano para difundir el resultado de sus investigaciones y contribuya al desarrollo del conocimiento y progreso del Sector de la Construcción.

Atentamente,

Dr. Pablo Maturana BarahonaDirector de Investigación y Desarrollo

Escuela de Construcción CivilFacultad de Ingeniería

Pontificia Universidad Católica de Chile

revistadelaconstrucción

Comité Evaluador:

CRISTIÁN PIERA GODOY: Director de la Escuela de Construcción Civil de la Pontificia Universidad Católica de Chile, Profesor titular de la Escuela de Construcción Civil, Pontificia Universidad Católica de Chile.

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

VÍCTOR MANUEL JARPA: Constructor Civil, Pontificia Universidad Católica de Chile, Consejero de la Cámara Chilena de la Construcción.

JOSÉ CHARÓ CHACÓN: Constructor Civil, Pontificia Universidad Católica de Chile, Profesor de la Escuela de Construcción Civil, Universidad Andrés Bello.

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.

CARLOS BOSIO MATURANA: Ingeniero Civil, Universidad de Buenos Aires, Argentina, Máster en Dirección de Empresas Constructoras e Inmobiliarias (MDI), 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, coordinador del Programa de postgrado en Ingeniería Mecánica de la PUCPR, presidente de la Asociación regional de la International Building Performance Simulation Association (IBPSA) y director de la oficina regional de la Asociación Sur-Brasileña de Refrigeración, Aire Acondicionado, Calentamiento y Ventilación (ASBRAV).

MIGUEL ANDRADE GARRIDO: Doctor en Ciencias de la Educación, Pontificia Universidad Católica de Chile, Profesor Adjunto y Coordinador de Investigación y Publicaciones de la Escuela de Construcción Civil de la Pontificia Universidad Católica de Chile.

Director

CRISTIÁN PIERA GODOY

Editor Responsable

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Comité Editorial Ejecutivo:

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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

SumarioAn integraed control system for SMEs in the construction industryPellicer, E. - Pellicer, T. M. - Catalá, J. / España

Evaluación de acero galvanizado estructural frente a la corrosión en atmósfera marina. Parte 1. Resultados después de 1 año de exposiciónVera, R. - Guerrero, F. - Delgado, D. - Araya, R. / Chile

Inclusión en la gestión de riesgos en el estudio de ofertas para licitaciones de proyectos de construcciónHuidobro, J. - Heredia, B. - Salmona, M. - Alvarado, L. / Chile

Development of a qualitative tool to identify leadership styles exercised by construction managers and their impact on construction successRiley, M. / UK - Latorre, V. / Chile

Desarrollo e investigación de ensayos para la certificación de pantallas dinámicas para la contención de caída de rocasCastro-Fresno, D. / España - López-Quijada, L. - Sañudo-Fontaneda, L. - Mery-García, J. P. / Chile

Diseño óptimo de cimentaciones superficiales rectangulares. FormulaciónChagoyén, E. - Negrín, A. - Cabrera, M. - López, L. - Padrón, N. / Cuba

Control de movimientos reales producidos en pantallas continuas en MadridSanhueza, C. / Chile - Oteo, C. / España

Diseño estructural de pavimentos asfálticos industriales utilizando el software HIPAVEPradena, M. - Valenzuela, M. - Molina, P. / Chile

Caracterización estadística de tableros pretensados para carreterasYepes, V. - Díaz, J. - González-Vidosa, F. - Alcalá, J. / España

Aplicación de la inteligencia artificial a la predicción de la capacidad resistente última de las conexiones en estructuras compuestas acero-hormigónLarrúa, R. - Olivera, I, - Caballero, Y. - Filiberto, Y., Guerra, M. - Bello, R. - Bonilla, J. / Cuba

Influencia de la finura de la escoria y la temperatura de curado sobre la resistencia de pastas de cementos mezclaCastellano, C. - Bonavetti, V. L. - Irassar, E. F. / Argentina

Analysis of the relation between accelerated carbonation, porosity, compressive strength and capillary absortion in concrete, in the search of a new control method by durabilityCarvajal, A. M. - Maturana, P. - Pino, C. - Poblete, J. / Chile

Titulados

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� ] Revista de la ConstrucciónVolumen 8 No 2 - 2009

Sistema de Control Integrado

para PYMES del sector de la

Construcción

An Integrated Control System for SMEs in the Construction Industry

Autores

PELLICER, E. Profesor TitularUniversidad Politécnica de Valencia, Escuela Técnica Superior de Ingenieros de Caminos, Canales y Puertos, España

email: [email protected]

Fecha de recepción

Fecha de aceptación

12/06/2009

07/08/2009

PELLICER, T. M. Profesor Contratado DoctorUniversidad Politécnica de Valencia, Escuela Técnica Superior de Ingenieros de Caminos, Canales y Puertos, España


CATALÁ, J. CatedráticoUniversidad Politécnica de Valencia, Escuela Técnica Superior de Ingenieros de Caminos, Canales y Puertos, España


páginas: 4 - 17 [ � Revista de la ConstrucciónVolumen 8 No 2 - 2009

[Pellicer E. - Pellicer T. M. - Catalá J.]

Most construction companies are small and medium-sized enterprises (SMEs) that manage project-based and business-focused act iv i t ies s imultaneous ly. Commercial software packages are not fully developed to offer a unique solution that tackles both. To fill this gap, this paper describes an integrated management system specifically developed for SMEs in the construction industry, whether contractors or consulting engineering and architectural firms. Both, project and business functions are addressed and handled by the system as a whole. Particular attention is given to the procurement process because it is essential for the strategic planning of these companies, which must naturally engage new contracts to remain in business. The system is based on a client/server architecture that is arranged in three tiers: presentation (user interfaces

La mayor parte de compañías de la industria de la construcción son pequeñas y medianas empresas (PYMEs) que gestionan simultáneamente actividades basadas en los proyectos y en los negocios. Las aplicaciones informáticas comerciales no se han desarrollado suficientemente para ofrecer una solución única que aborde ambos aspectos. Con el fin de cubrir esta carencia, el presente artículo describe un sistema integrado de gestión diseñado específicamente para PYMEs del sector de la construcción, sean constructoras o consultoras de ingeniería y arquitectura. Ambas funciones, proyectuales y empresariales, son abordadas y gestionadas conjuntamente por el sistema. Especial atención origina el proceso de contratación debido a que es fundamental para la planificación estratégica de estas empresas, las cuales deben conseguir nuevos contratos con el fin de mantenerse en el mercado. El sistema está basado en una arquitectura cliente/servidor que se estructura en

and forms), application (queries), and data (relational tables). The system uses MS AccessTM as a database management system. Users are categorized according to their functions within the hierarchy of the company, and therefore several different interfaces are designed for each personnel category. The system works in real-time, so every employee with a pre-established right of access can obtain information instantaneously. This is crucial for making immediate decisions when problems arise, allowing prompt actions from every manager in the hierarchy and resulting in noteworthy time savings. This computer-based application has been successfully implemented by four Spanish SMEs in the construction industry. The suitability and advantages of the system implementation are highlighted in this paper with specific data regarding its current operation.

tres niveles: presentación (interfaces del usuario y formularios), aplicación (consultas) y datos (tablas relacionales). Se utiliza MS AccessTM como sistema gestor de la base de datos. Los usuarios se categorizan de acuerdo con sus funciones dentro de la jerarquía empresarial y, por lo tanto, se diseñan diferentes interfaces para cada categoría de personal. El sistema trabaja en tiempo real, de modo que cada empleado, con sus derechos de acceso preestablecidos, puede obtener información instantáneamente. Este aspecto es fundamental para tomar decisiones inmediatas cuando surgen los problemas, permitiendo que los gestores en cualquier nivel jerárquico actúen rápidamente, y obteniendo ahorros de tiempo sustanciales. Esta aplicación informática se ha implementado con éxito en cuatro empresas españolas del sector de la construcción. La adaptabilidad y ventajas del sistema se destacan en el artículo, incluyendo datos concretos sobre su funcionamiento real.

Resumen

Palabras clave: Gestión de negocios, empresas constructoras, bases de datos relacionales, tecnología de la información, administración de proyectos.

Key words: Business management, construction companies, relational databases; Information Technology (IT), project management.

Abstract

[� ] Revista de la ConstrucciónVolumen 8 No 2 - 2009

páginas: 4 - 17 Pellicer E. - Pellicer T. M. - Catalá J.]

Introduction

The construction industry is managed primarily by projects, on the one hand, and it is basically composed of small and medium-sized enterprises (SMEs), on the other. For each phase in the construction process (feasibility, design, construction, operation, and divestment), different kinds of projects are needed and, consequently, specialized project-based companies have been set up to address this need (Gann and Salter 2000; Winch 2006): mainly consulting engineering and architectural (CEA) firms and construction companies (contractors). Most of these companies can be considered as SMEs (DTI 1998; Pearce 2003; Robeiro and Love 2003) since, for instance, in the European Union there is an average of five workers per company operating in the construction industry (Eurostat 2006).

Taking all these into account, many companies in the construction sector manage their business as a pool of projects, focusing on each project in itself (Engwall 2003). Project-focused computerized tools have been developed to manage individual projects and ensure that information on the status of each project is available; nevertheless, these tools have not been sufficiently developed to guarantee good managerial practices nor they do provide a strategic direction for companies (Gann and Salter 2000). Additionally, information is not always shared among projects and the benefits of leveraging and integration are never realized (Engwall 2003).

As a result, these companies usually look toward business integration (Davenport 1998). There are commercial software packages, generally called enterprise resources planning systems (ERPs) that can be implemented in any company from whatever sector. ERPs are composed of a set of standard modules: production, distribution, sales, human resources, accounting, finance, and so forth. These modules are integrated to allow all the departments of the company to work on the same computer system, sharing a common database. Additionally, ERPs aim to improve business efficiency providing accurate information on time in order to take optimum decisions while diminishing the traffic of documents among work posts (Shi and Halpin 2003).

Most of the traditional industrial enterprises and the large construction corporations have already implemented ERPs (Botta-Genoulaz et al., 2005). Nevertheless, some authors have identified two basic problems with ERP systems. First, the cost is typically two to six percent of the company’s annual turnover, considering not only the price of the software, but also its implementation and staff training (Davenport 1998; Shi and Halpin 2003; Ehie and Madsen 2005). Second, it is necessary

to adapt the system to the organizational processes and culture of the company and not the other way around (Davenport 1998; McAfee 2003; Ehie and Madsen 2005). Furthermore, the implementation of ERP commercial packages has been somewhat disappointing as reported for SMEs (Huin 2004), the services sector (Botta-Genoulaz and Millet 2006), and the construction industry (Shi and Halpin 2003).

Following this trend, Tatari et al. (2007) carried out a survey among 101 construction companies (contractors, and CEA firms) mostly from the USA. They concluded that only 4% of these companies used ERPs for their daily project-based activities. Additionally, only 16% of the respondents were reported to be pleased with their present level of business integration.

In brief, commercial software packages offer limited solutions for SMEs in the construction industry. Some provide operational tools (project-focused software), but not business management tools (company-focused software). By contrast, ERPs are generally suited for large-scale standard and repetitive operations and management processes, just the opposite of what project-based firms usually face. Consequently, the main goal of our research is the development of an integrated computer-based management system, working in real-time, and specifically designed for SMEs, taking into account both project activities and business activities that take place in every construction company.

Accordingly, this paper is structured as follows. First, the research objectives and the methodology are specified. Second is a review of the current research as applied to the sector. A model of business organization is then proposed. Next, the integrated management control system is presented and explained by means of some illustrations. The technical feasibility and actual implementation of the system are highlighted later. Finally, conclusions are drawn and recommendations for future research are made.

Research objectives and methodology

We argue that effective management for a typical project-based SME in the construction industry requires the availability of a flexible and easy to implement computerized information system specifically designed for this kind of companies. The system must deal with both project-based and business-focused activities. Our purpose is to describe a computerized management system that can be easily implemented in SMEs in the construction industry in accordance with their current needs. This system is adaptable and works in real-time with a client-server architecture that meets the



requirements of these companies. It uses customized applications of common commercial software.

There are three additional objectives to this study:• To review the current state of the art on the

subject.• To design and develop a conceptual management

model considering project and business management activities.

• To verify the technical feasibility of the system.

The system described herein is subjected to a thorough theoretical analysis as well as implementation projects to assess its feasibility. The system is developed through a qualitative analysis from different case studies of Spanish construction firms. The results are obtained from direct observation, interviews and follow-ups; they are the base to design the theoretical and computer models. Summarizing, the cases under assessment were:• An ethnographic study of one medium-sized company

(from 1997 to the present), which is specialized in civil engineering design and construction management.

• Three additional case studies: one contractor and two CEA companies.

• Seven interviews with SMEs (three contractors and four CEA companies) carried out in 2001 and 2002, with follow-ups in 2003–2005, and 2007–2008.

Literature review

More than a decade ago, Rao et al. (1997) proposed the use of interconnected components from commercial software tools as an alternative solution for developing a computerized management system. Their proposal consisted of exclusive, customized computer applications assembled from off-the-shelf software packages. The interconnection of modules and programs, which are generally familiar to the user, led to reductions in development effort and training (Rao et al., 1997). Following this customized applications philosophy, researchers at the Center for Integrated Facil ity Engineering (Stanford University, USA) have worked for many years to develop integrated models to manage projects in concurrent engineering (see Kunz et al., 2002, for a summary of their work).

Several customized systems to manage construction projects have already been developed. All of them were created to provide solutions at the project management level, without taking into consideration the management of the whole business. Abudayyeh et al. (2001) described an intranet-based cost control system capable of producing instant reports on demand, focused on costs generated at the work site. Elzarka (2001) suggested the integration of MS AccessTM, MS

ProjectTM, and MS ExcelTM with AutoCADTM using visual basic technology in order to manage construction projects during the design phase. Cheung et al. (2004) proposed an internet-based project management control system using performance indicators (for people, cost, time, quality, safety, environment, client satisfaction, and communication) that achieve a better monitoring of the project and even benchmarking. Perera and Imriyas (2004) introduced a time and cost information system for project management, integrating MS AccessTM and MS ProjectTM, which is specially suited for SMEs in the construction sector. Al-Reshaid et al. (2005) developed and implemented a web-based project control system for preconstruction stages: feasibility, design, and tendering. Finally, Li et al. (2006) designed a real-time internet-based project management system that generates construction progress reports using the earned-value method.

Kim and Liu (2007) took one step further. They attempted to solve the issue of integrating cost data from multiple projects into corporate management; thus, a cost object was designed as the basic element of the model in order to process data and retrieve information. Likewise, Benjaoran (2008) devised a cost control system for construction projects, suited for SMEs, and based on the earned-value concept.

Kanoglu and Arditi (2001) successfully dealt with the problem of integrating project management and business management functions using a holistic approach. These authors developed a computer-based information system, called ASAP, to manage the information flow among participants in CEA firms. This system makes use of MS ProjectTM for planning purposes at the project level. It also includes external databases for standards, specifications, codes, and regulations. ASAP is not only focused on individual projects but also on the business as a whole.

Shi and Halpin (2003) encouraged the use of integrated management systems adapted to the unique characteristics of the construction industry, as distinct from the manufacturing sector. They also enumerated the basic features that should be required for an ERP system implemented in a construction company: project oriented, integrated, paralleled and distributed, open and expandable, scalable, remotely accessible, and transparent, as well as reliable and robust.

Other authors only handle some part of the global challenge, which is none other than information exchange using web-based technology (Chan and Leung 2004; Zhiliang et al. 2004). As a last contribution, Forcada et al. (2007) developed a web-based system for documentation management specifically applied to

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SMEs in the construction industry; this system allows internet exchange of documentation among different stakeholders of the project with appropriate registration and access controls.

All these contributions, from both project and business approaches, considered a relational database as the core of the system. This kind of database management system (DBMS) is highly suitable for building customized management systems around it (Date 2000; Benjaoran 2008).

Management system

Business organization

Our target organization is a project-based company working in the construction industry, either a contractor or a CEA company. For this kind of enterprise, business management presents additional difficulties that can be summarized as follows (Gann and Salter 2000; Shi and Halpin 2003; Pellicer 2005):1. Strategic (long-term) planning: forecasting future

contracts is a complex task; thus, a good procurement strategy is essential for the survival of the business.

2. Operative (short-term) planning: projects are subjected to delays or changes in specifications initiated by clients or third parties; thus, an internal reorganization is needed to reallocate resources.

3. Organization: integration of each member of the project team within the company’s hierarchy, and the increasing number of subcontractors involved may lead to complex structures.

4. Coordination: personnel must be kept well motivated and adequately lead.

5. Control: delays or changes in short-term planning must be monitored closely to detect deviations so that corrective actions can be taken as needed.

A typical business model is outlined in Figure 1, and is based on an open systems approach in which the company interacts with the external environment. Each project originates in a bid prepared by the company to fulfill a request from a client. A signed contract between a company and a client follows, although this contract may be a verbal one. The aim of the contract can be any work that a company can perform during the construction process: feasibility studies, design documents, built infrastructures, maintenance works, etc. The production of the company is run by projects.

Resources are needed to deliver the end product. They may be internal (human resources, equipment and infrastructure) or external (supplies and subcontracting

of human resources and equipment). It is likely that some of the company’s resources must be transported from the central office to the work site in order to carry out a construction project. In addition, the firm is hierarchically organized, with well-defined personnel categories and work posts. Not only manpower, technicians and experts are needed, but also administrative personnel. Moreover, every employee has one supervisor that oversees his/her work.

The activities that take place in a construction firm (CEA or contractor) can be productive or administrative. The former are project-based, whereas the latter are business-focused (Gann and Salter 2003). Administrative activities are non-productive activities, carried out mainly by administrative personnel that cannot be exclusively associated to a specific contract; consequently, they are calculated as overhead (Pellicer 2005).

System architecture

A DBMS provides the company with centralized data control. A DBMS has many advantages (Date 2000): sharing data, reducing redundancy, avoiding inconsistency, supporting transactions, maintaining integrity, and enforcing security. The main principle underlying a DBMS is that each datum can only be input one time. Two main kinds of data are considered: pr imary configuration data, introduced by the system administrator, and operative data, entered by personnel.

The sy s tem arch i tec tu re requ i res add i t iona l e l ement s tha t a re a r r anged i n th ree t i e r s (Figure 2): presentation tier (user interfaces and forms), application tier (queries), and data tier (relational tables). Input data are introduced through the first tier (interfaces) and properly stored in tables (third tier). Information is then retrieved from the first tier via reports and pivot tables (interfaces) using data stored in the third tier with the adequate exploitation of data (second tier).

Our integrated management control system, called COGEST, is developed using MS AccessTM as the DBMS. This software tool is widely used, and it is also linked to the Microsoft OfficeTM package. Subsequent upgrades of COGEST also run in MS SQL ServerTM. Besides, MS AccessTM and MS ExcelTM are integrated using ODBC (open database connectivity) and Visual Basic for ApplicationsTM. Structured Query Language (SQL) is used for queries.

The system is based on client/server architecture. The server is the DBMS itself, and the clients are the applications that run on top, but on different computers. Thus, the first and second tiers run on clients and the



Figure 1Business organization model

server holds the relational tables. Currently, the system is maintaining 143 relational tables, 170 queries, 30 pivot tables, and 197 forms.

COGEST performs in real-time. Every employee with a pre-established right of access can exchange information with the system instantaneously. This attribute leads to remarkable time savings. It is vital to take quick decisions when problems arise, and therefore, COGEST allows for timely actions to be taken by every manager in the hierarchy.

Several different interfaces are designed for each personnel category within the company. The users are categorized according to their functions, differentiating categories by type of company (contractor or CEA firm). Common categories to both types of companies are system administrator, chief executive officer, head of

department, administrative personnel, and reception desk personnel. There are three specific categories for construction companies: construction site manager, field engineer/foreman, and basic user; while specific categories for CEA companies are project manager, project engineer, and basic user. Table 1 summarizes the personnel categories in a hierarchical structure, which also indicates if the work post is administrative or productive (for CEA company or contractor). Those users that can be considered in more than one category are shadowed in Table 1.

The access level to the different system capabilities and the security stage acquired depend on the location of the work post within the organizational hierarchy of the company, as well as the administrative and managerial specifications. COGEST asks for the user’s ID and password when logging onto the system; however, if the computer is set for a certain individual, then it only asks for the password. If the intended user is accepted, the user’s personal interface is displayed. The access levels can be updated by the system administrator if necessary.

Taking all this into account, the basic scheme of data flow in the organization is illustrated in Figure 3. It is based on four logical steps: data input and validation, data storage and exploitation, output of information, and action. Every employee inputs time spent on different tasks to the corresponding contract; expenses, such as restaurant meals, transportation, parking, supplies, and the like, can also be charged. Employees working in network-equipped offices input data everyday through the computer system, whereas employees working on-site introduce data directly through the intranet, or by means of paper or e-mail reports delivered weekly to the administrative staff.

On a daily basis, administrative personnel input supplies, rented equipment, outsourcing services and subcontracting to each contract through the computer

Figure 2Conceptual system architecture

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system. Invoices are also recorded to the corresponding contracts. Additionally, administrative employees can also input external data (ratios, for example) to be available for benchmarking purposes.

Internal supervisors check the data input by their subordinates, being productive or non-productive activities. This supervision procedure can be softened or hardened according to work posts, functions, tasks, and contracts, always depending on the corporate policy.

With all necessary data in the tables of the DBMS, useful information can be generated through queries using SQL. This information is taken out by way of reports and pivot tables. Reports are specifically designed to obtain certain information related not only to cost and time (per person, task, contract, department, or company), but to bids and contracts (regarding their status, resources, budget, etc.) as well. Figure 4 shows a typical monthly report regarding time (input hours, theoretical hours, overtime, accumulated debt time from previous months, and current hours to be recuperated by the employee), and subsistence costs (mileage, travel displacements, restaurant meals, others related to travel such as parking, and supplies).

Pivot tables use MS ExcelTM to actively analyze the many variables that affect the performance of the company,

such as the annual evolution of productivity and profitability, or financial ratios. They can also be used to compare past activities with the current status, or to forecast future scenarios. This feature is extremely important both to avoid potential problems, and to facilitate benchmarking; external ratios can be input to the system and may be used to contrast and to obtain valuable conclusions.

Conceptual data model

According to Date (2000), a conceptual data model is a theoretical, logical definition of the entities and relationships modeling the structure of the data. An entity is any distinguishable object to be represented in the database, whereas a relationship is a bidirectional link among entities. The entities reflect information about the company, in general, and each project, in particular. The DBMS is conceptually modeled using relational tables. COGEST is comprised of 50 entities, grouped under eight headings (see Table 2): regular inputs, personnel, resources, contracts, tasks, information, procurement, and communications.

The unique relationships among entities are complex in nature. A full account of the interworking of these relationships is beyond the scope of this paper; however,

ADMINISTRATIVE STAFF CEA COMPANY PERSONNEL CONTRACTOR PERSONNEL

System AdministratorChief Executive OfficerHead of Department

Administrative PersonnelProject Manager Construction Site Manager

Project Engineer Field Engineer / Foreman

Reception Desk Personnel Basic User

Table 1User categories by hierarchy

Figure 3Basic scheme of data flow

páginas: 4 - 17 [ 11 Revista de la ConstrucciónVolumen 8 No 2 - 2009


the following description of the eight groupings should serve to illustrate the functionality of the system. Furthermore, Figure 5 illustrates those tables linked to the procurement group of entities and their relationships as they appear in the database (in Spanish language).

The first group, “Regular Inputs”, is the core of the model; it receives the operative periodic data (daily, weekly, or monthly) that feed the system, and makes them available to the other entities that depend on these input data: time for personnel, and money for supplies, rented equipment, subcontracting, and invoices. Analytical, budgetary and general accounting are obtained from the input data by using commercial accounting software that is linked to the system. Figure 6 displays the basic input interface in which each user enters the time spent and the subsistence costs for the different tasks of the specific contracts.

The second group of entities, “Personnel”, contains a description of each work post and the individual that occupies it. Not only are the characteristics of the work post taken into consideration, but also the contractual

conditions of each individual within the firm. The system keeps a continuous record of any changes in conditions (see Figure 7). These data allow the system to automatically calculate the cost per hour of any employee, taking into account the company’s overhead. The theoretical methodology, the implementation procedure, and the calculations of unitary costs applied are thoroughly explained in Pellicer (2005). This methodology, combined with the capabilities of the system, enhances the management of the firm by limiting overhead, improving productivity, revealing areas of efficiencies and inefficiencies, and gradually adjusting the entire process.

As part of the “Personnel” group of entities, the organizational hierarchy defines the structure of the business: board of directors, departments, projects, units, etc. Each individual, through his/her work post, has a place in the hierarchy of the company. Likewise, contracts must be assigned to the corresponding department and unit if the company wishes to have full knowledge of how each is performing.

Figure 4Monthly report on personnelfor time and subsistence costs

Groups of Entities Entities

Regular Inputs (6) Diary – Category – Concept – Daily Hours – Document – Data

Personnel (7) Work Post – Organizational Hierarchy – Qualification – Labor Agreement – Wages – Description – Complementary Data

Resources (6) Vehicles – Equipment – Materials – Auxiliary Facilities –Suppliers – Manpower Outsourcing

Contracts (10) Clients – Joint Ventures – Budgets – Contracting – Sub Contracting – Invoicing – Description – Nature – Codification – Status

Tasks (3) Activities – Sub Complementary – Sub Basic

Information (3) Accounts – External Records – Unit Prices DataBase

Procurement (10) Tenders – Bids – Type Procurement – Awarded – Demand – Joint Ventures – External Tenders Data – Type Guarantee – Type Payment – Warranty

Communications (5) Letter – Fax – Minutes – Electronic Mail – Internal Mail

Table 2Conceptual groups of entities



Figure 5Database tables for

procurement process and their primary relationships

The “Resources” group includes all resources that the company needs to carry out its different projects. Six entities are considered: vehicles, equipment, materials, auxiliary facilities, suppliers, and manpower outsourcing. The latter includes external professionals as well as experts. Figure 8 depicts the input data required by the system for an external company.

The fourth group of entities is “Contracts”, which naturally includes any data relevant to the contract:

description, nature, and status. Any given contract must be related to a client who pays for the work. It also takes into consideration the invoicing phase, according to contract specifications. It is directly linked to the resources entity, since different kinds of suppliers are needed: materials, vehicles, equipment, or subcontracting. The “Budgets” entity reflects the budgetary data that will provide for suitable cost control; Figure 9 illustrates the main form for the contract entity. Finally, the possibility of joint ventures is contemplated by the system.

Figure 6Basic entry of the system for productive personnel

Figure 7Description of employee and work post



“Tasks” are the activities necessary to carry out a project; thus, this entity is very closely linked to “Contracts”. These activities can be described in a rather generic way (like “drawings” or “earthmoving”, for example) or as detailed as a standard bill of quantities. The system can also be linked to external commercial databases of unit prices. These external records are included in “Information”.

“Contracts” is also closely linked to “Procurement” (see Figure 5). Any project that is awarded after bidding is transferred directly to “Contracts”, without having to input its data again, keeping the entire record intact. The bidding process is crucial for any company in the construction industry, as it reflects the path that the firm follows in order to engage new projects. As depicted in Figure 10, “Procurement” tracks the bidding process: (1) identification of call for bids; (2) decision making by company managers; (3) preparation of bid forms (including bid proposal); (4) submission of bid forms; (5) results from the bid opening; (6) contract awarding; (7) acquiring guarantees or bonds; and (8) formalization of contract. Each individual step is fully contemplated in the model. The automatic input of calls for bids can be channeled through external suppliers; these companies send the information via e-mail or internet, using a format made legible by the DBMS.

Many authors have highlighted the importance of document management in the construction industry (Ahmad et al., 1995; Kunz et al., 2002; Björk 2003; Gyampoh-Vidogah and Moreton 2003), so COGEST implements document management in “Communications”. It considers any kind of document in electronic format: mail, faxes, memos, minutes, letters, contractual documents, calculations, drawings, specifications, and the like. Figure 11 shows a form for entering the data from a business letter. COGEST asks for some basic data regarding sender, addressee, subject, envelope, and dispatch. There is also a field for the main text of the document. Thus, the user can write the letter directly on the system, save it properly and send it through the appropriate channels, without moving from his/her work post.

Figure 8Description of an external company

Figure 9Description of a contract

Figure 11Data entry for business correspondence

Figure 10Data flow for

procurement process

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System implementation and testing

Since 2001 COGEST has been implemented in four Spanish construction firms. Table 3 includes data regarding four key issues of these companies (as of July 2008): brief description of their business, year of implementation, computer technology, and information on data exploitation.

Concerning the main characteristics of the business, there are one contractor and three CEA companies; furthermore, one of these (company A) also works in construction management. Three other features are given for each company: the number of employees, the number of work posts, and the approximate annual turnover in US$. The work posts are completely computerized and connected to the intranet and internet. In the CEA firms most employees need a specific work post; for the contractor (company B), by contrast, less than half do.

Data regarding hardware and software are also specified in Table 3. Company A, the largest of the four, is better equipped since it has more than one hundred work posts. Regarding the software, even though the system was

originally developed for MS Access 2000TM, it was later adapted to MS Access 2003TM and MS Access 2007TM. At present, company A is migrating the system to MS SQL ServerTM in order to avoid future constraints given the steady growth of the firm.

Finally, information on data exploitation is presented for each company. The number of records and data stored in the system is specified in Table 3. This additional information contributes to illustrate the reliability of the system. First, the time needed to generate a certain number of invoices is shown, without taking into account the printing time. Second, the total running process of computing the budgetary analysis of the whole company over time (per person, task, contract, and department) using a pivot table is also presented. Any other action requested of the system, such as creation of reports or queries, is practically instantaneous.

COGEST was progressively implemented in all these companies through modules. The first were the basic modules to monitor time and costs at the corporate level. The last ones to be implemented serve to manage the tendering process and to reduce paper flow among work posts; currently, these modules are only used in company A.

Company A B C D

Business Type Design & Construction Management

Contractor Design Design

Number of Employees 150 80 40 10

Number of Work Posts 120 30 40 10

Turnover 10 M$ 8 M$ 3 M$ 1 M$

Year of Implementation 2001 2003 2004 2005

Hardware (Server) INTEL 4 G RAM BI XEON8 HD SCASI 175 G

at 15000rpm

INTEL 4 G RAM4 HD IDE 175 G

at 7500rpm


at 7500rpm


at 7500rpm

Hardware (Client) PC 4 G 200 G ATAat 7500rpm

PC 4 G 100 G ATAat 7500rpm



Software MS SQL SERVER 2000 & MS ACCESS 2000

MS ACCESS 2007 MS ACCESS 2003 MS ACCESS 2003

Lan CARD and CABLE: GIGA CARD and CABLE: FAST CARD and CABLE: FAST CARD and CABLE: FAST

Wan ADSL 32MG/8MG ADSL 32MG/8MG ADSL 32MG/8MG ADSL 32MG/8MG

Number of Records 500,000 100,000 70,000 25,000

Number of Data 25,000,000 5,000,000 3,000,000 1,200.000

Invoice Processing Time 2,000 invoices = 30” 1,000 invoices = 20” 700 invoices = 15” 200 invoices = 5’

Total Processing Time 3’ 1’ 1’ 30’’

Table 3Description of four companies (as of July 2008)

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Real data are input from all the business departments and from every project awarded to each company. COGEST performs well in the four companies. The system works in real-time; thus, the executive officers obtain useful information on demand, which allows them to oversee each department more effectively. They are also able to take well-informed strategic decisions using the analytical tools provided by the system. The basic users are pleased with the system because they can control not only the time they spend on each activity, but also the amount of overtime accumulated. Furthermore, data are easily entered because the system interface is designed to be user friendly. The administrative personnel required more time to become comfortable with the integrated system. Even though COGEST custom-made most of their usual procedures integrating all of them into a common system, it involves certain adaptations. Problems arose with project managers, who tend to be individualistic; therefore, they do not favor any framework that circumscribes and controls them. Nevertheless, in time they have acknowledged the advantages of the system.

Personnel’s training was necessary, depending on the post occupied. Basic users needed only one hour of training because of the intuitive characteristic of the system; they were also provided with a simple manual. Executive officers and project managers were given additional training, since their interfaces allow them to work with more of the system’s features; in any case, four or five hours of training and a reference manual were sufficient for them to become familiar with the application. Finally, the administrative personnel required seven or eight hours of training and a complete manual in order to work with all the capabilities of COGEST.

Information is generally obtained within a week, even though daily reports could be obtained if stricter norms in the data inputting process were enforced by the companies. Generally, the basic users and the administrative personnel input data two or three times per week. Personnel working on-site input data once a week because they do not usually have a computer at hand. Supervision of the data entered by the users is also a system requisite. Every supervisor needs to check the data input by their subordinates to make it available to the system; this should be done daily.

Conclusions and recommendations

This paper describes an integrated computer-based management system, COGEST, which works in real-time and is specifically designed for construction companies. These companies are run by projects, most being SMEs. Thus, both project-based and business activities are considered by the system. This computerized

management system was developed using MS AccessTM as the DBMS, based on a client/server architecture. This tool is affordable for SME companies and it is also designed to be user-friendly.

The purpose of our research was to fill the gap left by the commercial software packages that do not fully contemplate both project and business activities and, thus, do not usually fulfill the needs of construction companies. As described herein, COGEST has the basic features of any computerized management system applied to the construction sector, as proposed by Shi and Halpin (2003). It is project oriented by way of contracts, integrated with the business activities, paralleled and distributed through computerized work posts, open and expandable while exchanging information with multiple applications, scalable by means of modules, remotely accessible through the intranet of the company, transparent and easy to use, as well as reliable and robust (as illustrated in the previous section).

The system also deals with document management; this demands proper administration and storage of both project files and business records. Diminishing paperwork is one of the most urgent challenges for future study. COGEST copes with the automatic generation and storage of documents like bills of quantities, budgets, invoices, contracts, correspondence, minutes, among others.

The procurement process is an essential part of any enterprise in the construction industry, since these companies need to ensure new contracts to remain in business. Thus, procurement is especially linked to the strategic planning of the company. Every step of the process is accounted for in the system with entry forms for input data, and specific reports for output information. COGEST highlights the importance of this process, intensifying in the particularities of contracting with public agencies.

COGEST works in real-time; thus, every employee with the pre-set right of access can acquire information from the system instantaneously. This feature leads to noteworthy time savings. It is critical in order to take fast decisions when problems arise, and subsequently, it allows for prompt actions from every manager in the hierarchy.

Another characteristic worth mentioning is the adaptability of the system to the needs of each company. Hence, the system adjusts to the organization and not the other way around. Within each organization, COGEST can evolve and be tailored over time in order to meet the market demands, because for these companies flexibility is crucial.

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In brief, COGEST is not a closed system, but rather an open-ended software tool that welcomes further development because it is founded on a relational database and has a modular approach for its implementation. Nevertheless, as any new system, future study is needed to address aspects to improve its performance:• Even though COGEST is currently used for scheduling

at both company level and project level, it could be possible to link it with MS ProjectTM, as reported by other authors (Kanoglu and Arditi 2001; Elzarka 2001; Perera and Imriyas 2004).

• Further effort should be made to improve the exchange and storage of documentation using the web, as done by Forcada et al. (2007).

• COGEST is an intranet application that may be adapted for web-based use, as proposed by Cheung et al. (2004) and Li et al. (2006).

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• COGEST can be the foundation of a knowledge-based system for SMEs in the construction industry, as suggested by Perera and Imriyas (2004); additional research is necessary to accomplish this ambitious goal.

Acknowledgments

The beta version of the computer program was tested at Iva-Leying, a Spanish SME. The research described in this paper was partially funded by the Spanish Ministry of Infrastructures through grant 2004-36. We wish to thank both organizations for their support, and also Debra Westall and Salvador Palanca for revising the text.

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Evaluation of

Galvanized Structural

Steel in front of

Marine Environment

Corrosion

Part 1: Results after

one year of Exposure

Evaluación de Acero Galvanizado Estructural frente a la Corrosión en Atmósfera Marina. Parte 1. Resultados después de 1 año de Exposición

Autores

VERA, R. - GUERRERO, F. -DELGADO, D. - ARAYA, R.

Grupo de Corrosión, Instituto de Química, Pontificia Universidad Católica de Valparaíso

emails: [email protected] - [email protected] - [email protected] - [email protected]

Fecha de recepción


19/05/2009

24/05/2009


[Vera, R. - Guerrero, F. - Delgado, D. - Araya, R.]

En esta investigación se estudia el com-portamiento de acero galvanizado en caliente frente a la corrosión en atmós-fera marina, como también el corres-pondiente proceso runoff que presenta en el medio.Para el logro del objetivo, se expusie-ron muestras de acero galvanizado de 10x10x0.6cm, con un espesor de re-cubrimiento de Zn de 114 μm, en la ciudad de Valparaíso, V Región, Chile. El deterioro del galvanizado fue evaluado por medidas de potencial de corrosión y disminución del espesor del recubri-miento de cinc “in situ” y morfología del ataque por microscopia electrónica de barrido (MEB). La composición de los productos de corrosión se determinó por difracción de rayos-X (DRX). Las so-luciones runoff recolectadas después de los eventos de lluvias se analizaron por diferentes técnicas para determinar pH,

In this study, the performance of the hot-dip galvanized steel in front of the marine environment corrosion and the corresponding runoff process observed in such environment are analysed.Therefore, 10x10x0.6 cm galvanized stee l samples , with a Zn coat ing thickness of 114 μm, were exposed i n Va lpa ra í so , V Reg ion , Ch i l e . De te r io ra t ion o f the ga l van i zed surface was evaluated measuring in situ corrosion potential and decreasing of zinc coating thickness; the attack morphology was analysed through scanning electron microscopy (SEM). The corrosion product composition was established through X-ray diffraction ( X R D ) . F u r t h e r m o r e , d i f f e r e n t techniques were used to analyse the runoff solutions collected after rain

contenido de iones Cl- y concentración de iones Zn+2.Los resultados después de 1 año de ex-posición de las probetas muestran que el potencial de corrosión del galvanizado aumentó en el tiempo, lo que corrobora la formación de una película protectora de productos de corrosión de cinc, los cuales fueron identificados como cincita (ZnO) y simonkoleita (Zn5(OH)8Cl2·H2O). Por otra parte, la velocidad de corrosión determi-nada en el tiempo fue de 16,4 μm/año.Con respecto a los eventos de lluvia, los valores de pH de las soluciones runoff son similares al pH del agua de lluvia. El contenido de cloruro también muestra una tendencia a disminuir y a estabili-zarse en el tiempo y la cantidad total de cinc perdida como producto soluble es fuertemente influenciada por la cantidad de lluvia caída, de su duración y periodi-cidad entre períodos secos.

events, in order to determine pH, Cl- ion content and Zn+2 ion concentration.The results after one year of exposure of the samples show that galvanized steel corrosion potential increased in time; this corroborates the formation of a protective layer of zinc corrosion products, which were identified as zincite (ZnO) and simonkoleite (Zn5(OH)8Cl2·H2O). On the other hand, the corrosion velocity determined in time was 16.4 μm/year.As for the rain events, the pH values of the runoff solutions were similar to the pH of the rain water. The chloride content also showed a tendency to decrease and stabilize in time; furthermore, the total zinc quantity lost as a soluble product is strongly influenced by the quantity, duration and periodicity among dry periods of fallen rain.

Abstract

Key words: Atmospheric corrosion, hot-dip galvanized steel, chloride, thickness loss, runoff.

Palabras clave: Corrosión atmosférica, acero galvanizado en caliente, cloruro, pérdida de espesor, runoff.

Resumen


páginas: 18 - 26 Vera, R. - Guerrero, F. - Delgado, D. - Araya, R.]

Introducción

Las empresas constructoras en Chile utilizan, habitual-mente, acero, aluminio, cobre y cinc, para estructuras expuestas a la intemperie en diferentes atmósferas. El cinc, generalmente se emplea como acero galvanizado procesado en caliente (hot dip), en techos laminados, contenedores para almacenamiento de productos y estructuras en general.

Durante el proceso de galvanizado en caliente, el cinc fundido reacciona con la superficie de la pieza de acero para formar aleaciones de Zn-Fe con distintas composi-ciones dependiendo de la distancia a la superficie donde se encuentra la capa rica en Zn (0,003% de peso de Fe, η). Las capas de aleación son: fase zeta, FeZn13 (5,0-6,0 % de peso Fe), fase delta, FeZn10 y FeZn7 (7,0-11,5 % de peso Fe), fase gama1, Fe5Zn21 (17,0-19,5 % de peso Fe) y fase gama, Fe3Zn10 (23,5-28,0 % de peso Fe) (1).

La corrosión atmosférica de cinc ha sido objeto de nu-merosas investigaciones, incluyendo estudios de campo y de laboratorio bajo condiciones controladas (2-6). El cinc provee de una excelente protección galvánica al acero, recubriéndolo, retardando el ataque del medio ambiente y otorgándole por lo tanto un mayor tiempo de vida útil. El poder protector depende de numerosos factores, tales como, espesor, porosidad y adheren-cia del recubrimiento de cinc. Además, es importante considerar la naturaleza de los productos de corrosión formados, el tiempo de exposición al medio agresivo, los factores climáticos y los contaminantes atmosféricos (7-10).

En atmósfera marina los principales productos de corrosión encontrados sobre cinc son hidrocincita Zn5(CO3)2(OH)6, simonkoleita Zn5(OH)8Cl2 ·H2O e hidroxi-clorosulfato de cinc y sodio NaZn4Cl(OH)6SO4· 6H2O. Además, como productos de corrosión solubles se en-cuentran presentes cloruro de cinc ZnCl2 y sulfato de cinc ZnSO4 (11-13) los cuáles son removidos de la superficie del metal por efecto de la lluvia, fenómeno conocido como proceso runoff del metal (14). Las soluciones ru-noff pueden contener además de los iones del metal, compuestos químicos presentes en el aire que se han depositado sobre la superficie del metal antes de cada evento de lluvia, así como también, materia orgánica disuelta y/o en suspensión (15). Por otra parte, como consecuencia del proceso runoff se podrían encontrar trazas del metal en suelos y aguas, lo cuál implicaría un importante riesgo ecológico.

Este trabajo estudia el comportamiento de acero gal-vanizado frente a la corrosión atmosférica en ambiente marino, durante 1 año de exposición aplicando dife-rentes técnicas y metodologías de análisis.

Procedimiento Experimental

Condición inicial de las muestras de galvanizado en caliente

Las placas de acero fueron sumergidas en caliente en un baño de galvanizado cuya composición era 0,005 % Al, 0,35 % Sn, 0,30 % Pb, 05 % Ni y el resto Zn. En la Figura 1A se muestra el aspecto superficial de la probeta de galvanizado en la cuál se observa un cierto grado de porosidad del recubrimiento de Zn. Por otra parte, en la Figura 1B se muestra un corte transversal de la probeta donde la capa de Zn (η) tiene un espesor aproximado de 30 μm y de las otras capas se distingue la fase ζ (FeZn13) de espesor 80 μm con una composición determinada por EDAX de 93,1% de Zn y 6,9 % de Fe. Las otras fases tales como δ1 (FeZn7), Γ1 (Fe5Zn21) y Γ (Fe3Zn10) no fue posible distinguirlas claramente. La zona inferior del corte corresponde a acero (mayoritariamente Fe).

Preparación e instalación de las muestras

Durante el período comprendido entre Enero 2008 y Enero 2009 se expusieron muestras de acero galvani-zado en caliente de 100 mm x 100 mm x 6 mm en la estación atmosférica ubicada en Valparaíso (Lat. Sur 32ºS, Long. 71º W), a una distancia lineal de 170 m de la costa y 11 m de altura sobre el nivel del mar (Figura 2). Las probetas de galvanizado tenían un re-cubrimiento inicial promedio de 114 μm de Zn y estas fueron desengrasadas, lavadas, secadas, pesadas y almacenadas en un ambiente libre de humedad antes de ser usadas.

Las muestras de acero galvanizado se instalaron en el panel en un ángulo de 45° respecto a la horizontal y con la cara expuesta hacia la niebla marina, según los procedimientos de las normas ISO y ASTM (16-17). Para el caso de las muestras empleadas para evaluar el proceso runoff, las 16 probetas estaban conectadas a recipientes plásticos con el objetivo de recolectar las soluciones runoff del metal para su posterior análisis después de cada evento de lluvia. Por otra parte, se recolectó agua de lluvia proveniente de cada evento, la cual fue utilizada como referencia.

Medidas metereológicas y ambientales

Los parámetros meteorológicos medidos mensualmente en la estación atmosférica fueron: humedad relativa, temperatura, tiempo de humectación, cantidad de llu-via caída, radiación solar y velocidad y dirección de los vientos. Para la determinación de cloruro y de dióxido de



(MEB) utilizando un equipo JEOL 5410 asociado a un analizador EDAX 9100 para caracterización elemental.

Análisis de la solución runoff

En las soluciones runoff recolectadas después de cada evento de lluvia, se midió el pH y se determinaron los contenidos de iones Cl- y Zn+2. Se analizaron los mismos parámetros en agua de lluvia que fue utilizada como referencia.

La determinación de Zn+2 se realizó mediante la técnica de Espectroscopía de Absorción Atómica utilizando un equipo SHIMADZU AA 6800 F con aspirador directo, llama Aire-Acetileno. Para la determinación de cloruros se utilizó el método de Mohr modificado, norma NMX-AA-073-SCFI-2001 de Análisis de Agua [20] y la medida de pH se realizó con un peachímetro SCHOLAR con un electrodo combinado de vidrio marca OKCN.

Resultados y discusión

Caracterización de la atmósfera de ensayo

La evaluación mensual de los parámetros climáticos y ambientales y el uso de las normas ISO 9223 permiten clasificar la agresividad de las atmósferas de las estaciones (21). En la Tabla 1 se muestran los valores promedio perío-do Enero 2008-Enero 2009 de las variables analizadas.

Según la norma ISO 9223 [21] que clasifica la agre-sividad de las atmósferas considerando el tiempo de humectación (τ) y la deposición de los contaminantes en el ambiente (salinidad, S y compuestos sulfurados, P), a la estación de Valparaíso le correspondería una clasificación de τ4, S1, P1, propio de un ambiente marino con un índice de agresividad de corrosión C3.

El tiempo de humidificación (TDH) se determina en base al número de horas que la muestra se encuentra expuesta a una HR igual o superior a 80 % y a una temperatura del aire igual o superior a 0ºC. Este valor promedia un 50% anual debido a los nublados costeros de verano (vaguada) que pueden durar incluso todo el día manteniendo a la muestra húmeda. Por tanto es de esperar que el proceso de corrosión asociado al galvani-zado dependa principalmente del contenido de cloruro ambiental y del tiempo de humidificación.

En los procesos de corrosión atmosférica se sabe que la velocidad y dirección de los vientos representan variables importantes en el contenido de los principales conta-minantes atmosféricos y su origen, así como también

Figura 1Aspecto superficial (A) y en corte (B)

de la muestra de galvanizado en condiciones iniciales

Figura 2Muestras expuestas en estación de ensayo

azufre ambiental se utilizó la técnica de candela húmeda según la norma ISO 9225 [18].

La determinación del CO2 del aire se realizó utilizando el Método de Pettenkoffer [19].

Determinación de las variables de corrosión

La pérdida de espesor de la capa de cinc se midió en probetas por triplicado a los 3, 6, 9 y 12 meses de ex-posición con un equipo ELCOMETER 456 y el potencial de corrosión “in situ”se evaluó periódicamente según técnica de Pourbaix utilizando un milivoltímetro de alta impedancia Radiometer pIONneer 10 y un porta elec-trodo-puente Agar/KCl, el cual posee un electrodo de referencia de calomel saturado, especialmente diseñado para realizar medidas sobre la superficie del metal.

La identificación de los productos de corrosión presentes en la superficie del metal se realizó por difracción de rayos-X (DRX) utilizando un instrumento SIEMENS D 5000 con radiación α de CuK y un monocromador de grafito 40KV/30mA con un rango de barrido entre 0.5-70º. Por otra parte, la morfología de los productos de corrosión y el tipo de ataque sufrido por el galvanizado fue observado por microscopia de electrónica barrido



influyen en la composición química de las lluvias y en lograr un secado más rápido de las probetas prolongan-do así el tiempo de humidificación. Durante el período en estudio, los vientos aumentaron en la temporada otoño-invierno (Mayo–Julio), lo cual fue concordante con los valores más altos de concentración de cloruro y de dióxido de azufre en el aire.

Corrosión del galvanizado en función del tiempo

En la Figura 3 se muestra la disminución del espesor de la capa de Zn en función del tiempo de exposición. En ella se observa en forma general una relación lineal entre ambas variables. Sin embargo, durante los primeros 3 meses la pendiente de la curva lineal es de m=-3,23 (valor aproximado calculado con dos medidas) en comparación con el valor obtenido (m=-0,58) para la curva que con-sidera los otros 9 meses de exposición, corroborando así que la mayor pérdida de Zn se alcanza en los primeros meses de exposición. La disminución en la pérdida por corrosión a partir de los 3 meses se debe a la formación de productos de corrosión de Zn adherentes y compactos que en el tiempo confieren un grado de protección al metal actuando como una barrera al medio.

Una forma de corroborar la presencia de productos de corrosión en la superficie del galvanizado es la deter-minación del potencial de corrosión “in situ”, el cuál debería desplazarse hacia valores más positivos que el potencial del metal desnudo dependiendo del espesor y morfología de los productos de corrosión formados. Estos resultados se muestran en la Figura 4, donde se observa que el potencial de corrosión del metal desnudo (inicio de exposición) tiene un valor de -1000 mVecs, al-canzando en los primeros 3 meses de exposición un valor de -734 mVecs (incremento de 266 mV), posteriormente a los 12 meses de exposición el valor del potencial de co-rrosión es de -617 mVecs. Al comparar este último valor con el alcanzado a los 3 meses de exposición se observa

un incremento de potencial menor en función del tiem-po, lo que corrobora una mayor formación de producto de corrosión en los primeros 3 meses de exposición del galvanizado. Este comportamiento es concordante con los resultados obtenidos para la pérdida de espesor de la capa de Zn en la muestra de galvanizado.

En la Figura 5 se muestra el aspecto superficial del gal-vanizado a tiempo cero, 6 y 12 meses de exposición, observándose claramente la formación de productos de corrosión al año de exposición (manchas y puntos blan-cos), conocidos como la herrumbre blanca del cinc.

Generalmente el comportamiento del Zn frente a la corrosión atmosférica a largo plazo (13) responde a una ecuación general que se presenta como ec. (1):

C = A tn (1)

AtmósferaT

(ºC)HR(%)

TDH (f)Lluvia caída(mm año-1)

Radiación solar

(horas-sol)

Velocidad viento(knots)

Marina(Valparaíso)

14,2 78.5 0,5 652,2 170,9 38,4

AtmósferaDeposición de cloruro

(mgm-2d-1)Deposición de SO2

(mgm-2d-1)Concentración CO2

(mgL-1)

Marina(Valparaíso)

47,3 7,2 1,0

Tabla 1Características ambientales de la estación de ensayo

0 2 4 6 8 10 1290

95

100

105

110

115

120

m=-0,58

m=-3,23

Espe

sor d

e Zn

/ um

Tiempo / meses

Figura 3Espesor de la capa de Zn en función del tiempo

de exposición



Donde A y C corresponden a la pérdida por corrosión después de 1 y t años de exposición respectivamente, y n es una constante que depende del medio, especialmente de los contaminantes presentes. Los datos obtenidos en esta investigación (pérdida de espesor vs tiempo) al representarlos en un gráfico log-log responden a una correlación lineal con coeficiente cercano a la unidad, obteniéndose la expresión:

C = 9,377 t 0,224 (2)

En la Figura 6 se presenta una extrapolación del com-portamiento de Zn por un período de 2 años, esta

extrapolación se realizó utilizando la ecuación (2) y los datos experimentales obtenidos al año de exposición. Se podría concluir que en estas condiciones se obten-dría una pérdida de espesor de Zn de 19 μm (17 % del recubrimiento inicial), sin embargo no es posible predecir el comportamiento a plazos mayores debido a que el proceso de corrosión atmosférica responde a muchas variables (T, HR, TDH, lluvia, concentración de contaminantes, entre otras) que no son constantes en el tiempo.

Análisis y morfología de los productos de corrosión

La evaluación visual del galvanizado específicamente de la superficie del Zn muestra que a partir del primer mes de ensayo se aprecia la oxidación del metal, pre-sentándose productos de corrosión de color blanco (compuestos insolubles) adheridos al metal. Por otra parte, los productos solubles, que han sido formados en ausencia de lluvia, serán disueltos (parcialmente o totalmente) durante cada evento de lluvia.

Una vez formada la capa primaria de corrosión (óxidos/hidróxidos de Zn), mediante una deposición seca se fijan contaminantes en la superficie del metal, entre ellos clo-ruros, SO2 y CO2, iniciándose de esta manera la formación de diferentes sales de Zn. En este estudio durante el año de exposición, se ha detectado por análisis de difracción de rayos-X de los productos de corrosión insolubles, la pre-sencia de cincita (ZnO) y clorohidroxisulfato de cinc y sodio (NaZn4Cl(OH)6SO4•H2O) como componentes minoritarios y simonkoleita (Zn5(OH)8Cl2•H2O) como componente princi-

0 2 4 6 8 10 12-1100

-1000

-900

-800

-700

-600

-500

Ec ec

s / m

V

Tiempo / meses

Figura 4Potencial de corrosión de acero galvanizado

en el tiempo

Figura 5Apariencia superficial de galvanizado

a distintos tiempos de exposición

0 3 6 9 12 15 18 21 240

5

10

15

20

25

Pérd

ida d

e es

peso

r de

Zn /

um

Tiempo / meses

Figura 6Predicción del comportamiento del Zn

a 2 años de exposición



pal (Figura 7). Estos resultados son concordantes con los resultados de otros autores en investigaciones realizadas en ambiente marino (10, 22-23).

El carácter protector de los productos de corrosión forma-dos sobre el metal dependerá de su composición química, conductividad, adherencia, compacticidad, solubilidad, higroscopicidad y morfología. Estas propiedades princi-palmente son determinadas por la composición del metal, ángulo y orientación de exposición, y por las variables metereológicas del lugar, como también por el tipo y concentración de poluentes, y ciclos de humedad-secado. En la Figura 8 se muestra una microfotografía del aspecto de la simonkoleita de morfología hexagonal planar, cuya composición semicuantitativa analizada por EDAX es O 3,5%, Cl 12,6%, Zn 80,0%, Si 1,5% como elementos principales.

Análisis de la solución Runoff

Durante la exposición de un metal a la intemperie se considera generalmente que los contaminantes pueden llegar a la superficie del metal por deposición seca, así como con las lluvias que han tenido lugar. Por tanto, el análisis de la composición química de las soluciones runoff permite obtener información acerca del tipo de contaminantes que se han depositado sobre el metal durante los períodos secos (sin lluvias), que han forma-do los productos de corrosión solubles del metal y que posteriormente han sido lavados de la superficie del metal por las lluvias.

Los resultados correspondientes a la medida de pH en las soluciones runoff de los diferentes eventos de lluvias varían entre pH 6,1 y 7,1 y son similares a los valores de pH del blanco (agua lluvia). Esta similitud en los valores de pH para el agua de lluvia y la solución runoff podría significar que no se formaron productos de corrosión de Zn solubles de carácter básico.

En la Figura9 se muestra la variación del contenido de cloruro para el agua de lluvia y soluciones runoff

en función de la cantidad de lluvia caída. Debido a la cercanía de las muestras a la costa, el cloruro es el ión detectado en mayor cantidad en la solución runoff, y su contenido es 1,5-1,8 veces mayor que en las lluvias, debido a su retención en la superficie del Zn (adsorbidos/depositados o parte de compuestos de cinc formados durante la corrosión). Para ambas muestras, agua de lluvia y solución runoff los contenidos de cloruro están directamente relacionados con el contenido de cloruro ambiental, siendo Julio el mes en el cual se alcanzó el mayor valor de esta variable ambiental.

En la Figura 10 se presenta la pérdida de masa de Zn detectada mensualmente en la solución runoff, esta pérdida es consecuencia de la cantidad de lluvia caí-da. La cantidad de Zn perdida (disuelta) como parte de productos de corrosión solubles (especialmente en ambiente marino se detecta la presencia de cloruro de cinc), eliminada durante el proceso runoff, es fuerte-mente influenciada por la cantidad de lluvia caída en los diferentes eventos, por su duración y por la periodicidad entre períodos secos. Los resultados confirman que un incremento en la lluvia caída genera una mayor pérdida de Zn proveniente de productos de corrosión solubles.

Durante el año de estudio la pérdida total de Zn prove-niente del proceso runoff es de 0,65 mg/m2 equivalente a una pérdida de espesor de 0,09 μm (cantidad prác-ticamente despreciable). Sin embargo, se debe tener presente que la pérdida de masa por proceso runoff depende también de la estabilidad, porosidad y defectos en las primeras capas de corrosión formadas sobre el metal, así como de la solubilidad y adherencia de los productos de corrosión formados durante el tiempo de exposición del galvanizado a la atmósfera.

72%

10%

18% SIMONKOLEITA

CINCITA

CLOROHIDROXISULFATODE CINC Y SODIO

Figura 7Productos de corrosión de Zn al año de exposición

Figura 8Microfotografía de simonkoleitaal cabo de 1 año de exposición



Conclusiones

Los resultados después de un año de exposición de acero galvanizado en la estación marina en las condiciones de ensayo, muestran que el potencial de corrosión del galvanizado aumentó en el tiempo, lo que corrobora la formación de una película protectora de productos de corrosión de cinc, donde se identifican cincita (ZnO), clo-rohidroxisulfato de cinc y sodio (NaZn4Cl(OH)6SO4•H2O) y simonkoleita (Zn5(OH)8Cl2·H2O).

La velocidad de corrosión determinada por pérdida de espesor del recubrimiento de Zn al cabo del año de expo-sición fue de 16,4 μm/año y el contenido de Zn perdido a causa del proceso runoff fue de 0,09 μm/año.

Los análisis de las soluciones runoff recolectadas permi-tieron determinar que los valores de pH de las soluciones runoff son similares al pH del agua de lluvia y que el contenido de cloruro es 1,5-1,8 veces mayor en la so-lución runoff que en las lluvias, debido a su retención en la superficie del Zn por adsorción o por deposito de compuestos clorurados de cinc formados durante el proceso de corrosión.

La cantidad total de cinc perdida como producto so-luble es fuertemente influenciada por la cantidad de lluvia caída, por su duración y por la periodicidad entre períodos secos.

Agradecimientos

Los autores agradecen el financiamiento del proyecto a la Dirección de Investigación de la Pontificia Universidad Católica de Valparaíso y a la empresa de galvanizado B. Bosch, Chile. Así mismo, se agradece al profesor Rudy Allesch del Instituto de Geografía por su apoyo en el monitoreo de los datos Metereológicos. Ene Feb Mar Abr May Jun Jul Ago Sep Oct Nov Dic

0

50

100

150

200

250

300

Lluvia caída Contenido de Zn2+ en solución runoff

Tiempo / meses

Lluv

ia c

aída

/ m

m

0

50

100

150

200

250

300

Zn2+ / m

g m-2

Ene Feb Mar Abr May Jun Jul Ago Sep Oct Nov Dic0

50

100

150

200

250

300

350 Agua caída

Tiempo / meses

Luvia

caí

da /

mm

0

500

1000

1500

2000

2500

Contenido de cloruro en solución runoff Contenido de cloruro en agua de lluvia

Cl - / mg m

-2

Figura 9Contenido mensual de ión Cl- en las soluciones runoff

y en las aguas lluvia en comparación con la cantidad de lluvia caída

Figura 10Contenido mensual de ión Zn2+ en las soluciones

runoff en comparación con la cantidad de lluvia caída



Referencias

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[ 27 Revista de la ConstrucciónVolumen 8 No 2 - 2009

Inclusion of Risk

Management in

the Study Offers for

Bids of Construction

Projects

Inclusión de la Gestión de Riesgos en el Estudio de Ofertas para Licitaciones de Proyectos de Construcción

Autores

HUIDOBRO, J. Magíster en Gestión Integral de Proyectos UCNAcadémico Ingeniería en Construcción, U. Católica del Norte


Fecha de recepción


30/09/2009

21/10/2009

HEREDIA, B. Magíster en Ciencias de la Ingeniería PUCAcadémico Ingeniería en Construcción, U. Católica del Norte


SALMONA, M. Ingeniero CivilPMP, Project Management Institute PMI®SCPM, Stanford University


ALVARADO, L. Doctor en Ingeniería de Proyectos UPC - EspañaAcadémico Ingeniería en Construcción, U. Católica del Norte

e-mail: [email protected]


páginas: 27 - 37 Huidobro, J. - Heredia, B. - Salmona, M. - Alvarado, L.]

El artículo se fundamenta en la asime-tría de la asignación de riesgos en los contratos de construcción, donde el contratista debe asumirlos según lo es-tablecido por el mandante o inducido en las bases de licitación. Relaciona la gestión de riesgos y la toma de decisio-nes, proponiendo usar la metodología incluida en el estándar PMBOK® por estar integrada a otras áreas del cono-cimiento de la dirección de proyectos. Muestra una clasificación general de

The article is based in the asymmetry of risk assignment in construction contracts, where the contractor musses assume them bye the owner or induced in the bid bases. It relates the risk management and decisions making by proposing to use the methodology which included in the PMBOK® standard. It is integrated by other knowledge areas in project management. It shows a general classification of risks;

riesgos, su asignación en los contratos y los riesgos transversales que enfrentan las empresas constructoras y destaca el vínculo con los procesos de materiali-zación del proyecto de construcción. Finalmente, propone incluir la gestión de riesgos en el estudio de ofertas po-sibilitando al contratista elaborar una propuesta más ajustada, asegurando un mejor desempeño durante el proceso de construcción tanto para la organización como para el dueño.

their assignment in the contracts and their risks faced by cross-building and emphasizes the link with the processes of materialization of the construction project. Finally, it proposes to include risk management in the study of possible bids to the contractor by preparing a proposal and ensuring better performance during the construction process for the organization to the owner.

Abstract

Key words: Risk management, study offers, contract.

Palabras clave: Gestión de riesgos, estudio de ofertas, contrato.

Resumen


[] Huidobro, J. - Heredia, B. - Salmona, M. - Alvarado, L.

1. Introducción

1.1. Antecedentes

Todo Director de Proyecto o Project Manager (PM) debe aceptar que los imprevistos y los cambios consecuentes, forman parte de la naturaleza de su actividad. Deberá, entonces, aprender a convivir con ellos y a manejarlos en debida forma. Si bien se sabe que nunca pueden evitarse todos los riesgos y que siempre surgirá algún evento no previsto, es imprescindible que el Project Manager procure que en su proyecto solo se produzcan eventos de impacto mínimo o con una baja probabilidad de ocurrencia.

Un PM proactivo debe, en primer lugar, identificar y resolver los riesgos del proyecto antes de que sucedan, sin embargo, no siempre es posible anticiparse. Por eso, deberá, además de identificar los riesgos, evaluarlos y preparar planes de contingencia para responder a ellos tan pronto sucedan.

El contrato, por su carácter legal, implica la participa-ción de abogados en su preparación. Sin embargo, los profesionales especialistas en la materia técnica del con-trato tienen, también, una gran responsabilidad sobre sus resultados, ya que dependerá de ellos la correcta definición del servicio o del proyecto de construcción (obra) que se contrate, así como la aplicación de una gestión eficiente.

En mayor o menor medida, dependiendo del tipo de contrato, existen antecedentes que ha obtenido el mandante durante la etapa de gestación del proyecto (estudios de terreno, restricciones ambientales, etc.) y que servirán para el diseño y planificación de la cons-trucción. En consecuencia, no solo serán de utilidad para quien desarrolle el diseño sino también para el contratista del proyecto de construcción. Asimismo, durante la ejecución, muchas de las actividades que corresponden al mandante o al contratista se hacen sin la participación del otro, sin embargo, de sus resultados puede depender la eficacia de las acciones de terceros. El proyecto se realizará, entonces, entre diversos actores cuyas acciones son dependientes por lo que exigirán un gran esfuerzo de comunicación y compromiso que el contrato debe permitir e incentivar.

Planificar y ejecutar un proyecto de construcción es un proceso complejo que puede ser desviado de su curso por una variedad de factores.

Los riesgos tradicionales –que incluyen costos excesi-vos, atrasos y calidad inferior– son intensificados por un mercado volátil de materiales y mano de obra, falta

de personal calificado, controles estrictos en mercados financieros y de seguros, planos y pliego de especifica-ciones incompletas y requisitos regulativos variables. Si a estos factores se le añade la complejidad del proceso de colaboración y coordinación entre las diferentes partes involucradas en el proyecto, el resultado es una mayor incidencia en atrasos costosos, interrupciones y disputas.

Para la ejecución exitosa de un proyecto de construcción se requiere liderazgo, habilidad gerencial y excelencia técnica. El éxito también depende del establecimiento de una estrategia que incluye la planificación efectiva (esta será la que considere el riesgo de los proyectos), contro-les y soluciones ágiles durante el curso del proyecto.

1.2. Fundamentos

Ciertos aspectos que regulan y norman la licitación y ejecución de proyectos, pueden traer sorpresas y causar gran incertidumbre. Muchos mandantes promueven medidas que tienen muchas veces como consecuencia un agresivo cambio en la distribución del riesgo de los contratos, traspasando a los contratistas de las obras de construcción riesgos que, en gran parte, están aso-ciados a factores que no son controlados por ellos. Es entendible la preocupación de los mandantes frente a los cambios en los proyectos de construcción, ya que traen como consecuencia variaciones en los presupues-tos de inversión, pero no es aceptable que la solución a estos temores sea traspasar en forma excesiva e in-equitativa el riesgo de los proyectos hacia el contratista constructor.

Si bien generalmente se habla de establecer una alianza estratégica Mandante-Contratista, instando a un clima de confianza en el cual la gestión mancomunada tenga como resultado el beneficio común, muchas veces, los cambios de criterios en la administración de contratos de construcción, han tenido como consecuencia si-tuaciones de conflictos producidas por las posiciones encontradas, las cuales incluso llegan al sistema judi-cial. La falta de respuesta, la espera y los prolongados plazos de solución solo incrementan la incertidumbre y afectan a los contratistas privándolos de sus más preciados recursos: el capital de trabajo y la capacidad de endeudamiento.

Es necesario optimizar las inversiones, pero se debe partir con un diagnóstico sincero que reconozca las falencias de cada una de las partes y estar dispuesto a superarlas. El éxito de la inversión no está en traspasar todo el riesgo al contratista, sino en distribuirlo en el proyecto y sus protagonistas en la forma correcta (Vi-cuña, 2006).



El manejo del riesgo en proyectos de construcción es un tema del que falta mucho camino por recorrer, en especial en países como Chile, en donde recién se está comenzando a valorar la importancia de planearlos desde todas las ópticas. Este cambio de mentalidad se ha ve-nido suscitando a raíz de experiencias en la industria de la construcción que demuestran que esta se encuentra expuesta a la mayor cantidad de riesgos. Los estudios previos al desarrollo de cualquier proyecto, involucran tareas complejas y una gran cantidad de capital humano, ante lo cual se debe tener en consideración que la Gestión de Riesgos mayoritariamente no es un tema que esté ins-talado en los equipos, lo que implica tener primero que “educar” al team (Muiño, 2008). Como cualquier otra área de gestión, la gestión de riesgos demanda esfuerzo de todo el equipo; esfuerzo que se multiplica ya que en las empresas contratistas, en general, no existen están-dares al respecto, haciéndose necesario la formulación de un método estructurado que permita al contratista constructor considerar y aplicar la Gestión de los Riesgos del Proyecto desde el proceso de estudio de la oferta.

2. La gestión de riesgos en proyectos de construcción

2.1. La gestión de riesgos y la toma de decisiones

Al hablar de riesgos, se hace referencia a eventos que de ocurrir pueden impactar positiva o negativamente sobre el proyecto. Si bien la teoría dice que los riesgos también pueden impactarlo positivamente –por ejemplo, la introducción de una nueva tecnología durante el de-sarrollo del proyecto, que implique una fuerte reducción de costos y tiempos de ejecución– en general, los riesgos se asocian con eventos negativos. Aunque no es bueno ceñirse a esta asociación, ya que en la práctica el PM, es responsable de la gestión de todo tipo de riesgos, no solo de los que presenten impactos negativos. Todos los proyectos tienen cierto grado de riesgo debido a las suposiciones asociadas y al entorno donde se ejecuta. Aunque es virtualmente imposible (y costoso) eliminar todos los riesgos de un proyecto, muchos de esos riesgos pueden ser anticipados y manejados de forma tal que el impacto sea nulo o mínimo.

El objetivo principal de la Gestión de los Riesgos del proyecto es identificar, cuantificar, preparar planes de contingencia y controlar los riesgos que pueden impac-tar sobre él.

En el proceso de planeamiento de un proyecto, un aspec-to vital a considerar es la identificación y cuantificación de los riesgos que puedan ocurrir en su desarrollo, debido a

su implicancia en el alcance, cronograma, costos y calidad del proyecto. Durante el planeamiento es donde el poten-cial impacto de los riesgos es mayor (Perna, 2005).

En la mayoría de los casos, en los que hay que tomar decisiones, existen factores de riesgos asociados que deben ser tenidos en cuenta. En el caso particular de los proyectos, las decisiones que se toman pueden en-contrarse encuadradas de las siguientes formas:

• Decisiones tomadas bajo certeza: Quien toma la decisión conoce exactamente el resultado de cada alternativa entre las que se pueda escoger.

• Decisiones tomadas bajo riesgo: Son tomadas conociendo también cuál es el resultado de cada alternativa, pero agregando el factor adicional de la probabilidad de ocurrencia. Este tipo de decisiones son el caso más frecuente dentro del ámbito de los proyectos.

• Decisiones tomadas bajo incertidumbre: En este caso, quien toma la decisión no conoce el resultado de cada alternativa o no conoce su probabilidad de ocurrencia. Una mala decisión bajo estas condiciones puede tener un impacto muy grande sobre el proyec-to.

Cabe distinguir una doble incertidumbre en la esencia del riesgo:

• La incertidumbre acerca de los efectos (riesgos es-peculativos) como por ejemplo la incerteza en la estimación de un precio. Hacen referencia a una variable determinada.

• La incertidumbre acerca de los sucesos de influencia (riesgos puros), como por ejemplo la posible ocurren-cia de un fenómeno natural destructivo. Tienen un carácter transversal y, en general, afectan a más de una variable.

2.2. Métodos de gestión de riesgos

Existen diferentes métodos para organizar la implemen-tación de los procesos que deben llevarse a cabo para una gestión efectiva de los riesgos antes de que estos lleguen a ser amenazas para el éxito del proyecto. En la Tabla 1 se muestran las diferentes metodologías de gestión de riesgos, ampliamente conocidas y fácilmente accesibles por sus nombres o por las organizaciones que las avalan. Es importante tener presente que cada una de ellas establece categorías para las funciones en diferentes fases.

Cabe destacar que el método de gestión de riesgos del PMI® (Project Management Institute) es el que se ha extendido con más éxito y aceptación en el mundo. Se



distingue principalmente por estar integrado a otras ocho áreas del conocimiento en dirección de proyectos (gestión de la integración, del alcance, del tiempo, del costo, de la calidad, de los recursos humanos, de las comunicaciones y del abastecimiento del Proyecto) y por iniciarse con una planificación de la gestión del riesgo. Todas las áreas indicadas se encuentran ampliamente desarrolladas en la Guía de los Fundamentos de la Di-rección de Proyectos - PMBOK® del PMI®, y en especial para el caso de la industria de la construcción se comple-menta con otra publicación del PMI®, el Construction Extension to the PMBOK® Guide Third Edition.

Basándose en el PMBOK®, los procesos de la gestión de riesgos se pueden puntualizar resumidamente de la siguiente forma:

• Planificación de la gestión de riesgos: Decidir cómo enfocar, planificar y ejecutar las actividades de la gestión de los riesgos para un proyecto.

• Identificación de riesgos: Determinar qué riesgos pueden afectar al proyecto y documentar sus carac-terísticas.

• Análisis cualitativo de riesgos: Priorizar los riesgos para realizar otros análisis o acciones posteriores, eva-luando y combinando su probabilidad de ocurrencia y su impacto.

• Análisis cuantitativo de riesgos: Analizar numéri-camente el efecto de los riesgos identificados en los objetivos generales del proyecto.

• Planificación de la respuesta a los riesgos: De-sarrollar opciones y acciones para mejorar las opor-tunidades y reducir las amenazas a los objetivos del proyecto.

• Seguimiento y control de riesgos: Realizar el se-guimiento de los riesgos identificados, supervisar los riesgos residuales, identificar nuevos riesgos, ejecutar planes de respuesta a los riesgos y evaluar su efecti-vidad a lo largo del ciclo de vida del proyecto.

2.3. Clasificación general de riesgos

Los riesgos pueden ser clasificados desde diferentes puntos para su mejor comprensión, evaluación y control. Luego, de acuerdo a la actividad económica y contexto de esta en que se desarrolla el proyecto, se realizan clasi-ficaciones específicas para gestionar los riesgos de forma focalizada y eficiente. Las principales clasificaciones de orden general y en forma resumida son:

• De acuerdo con el tipo de riesgo- Riesgos de negocios.- Riesgos puros (asegurables).

• De acuerdo con la incertidumbre del riesgo.- Riesgos conocidos.- Riesgos conocidos/desconocidos.- Riesgos desconocidos/desconocidos.

• De acuerdo con la naturaleza del riesgo- Discretos.- Escalables.

• De acuerdo con los procesos de gerenciamien-to- Riesgos de alcance.- Riesgos de calidad.- Riesgos de cronograma.- Riesgos de costos.

• De acuerdo a su origen- Riesgos naturales.- Riesgos operacionales.

• De acuerdo a sus consecuencias- Riesgos de seguridad y salud ocupacional.- Riesgos ambientales.- Riesgos económicos.- Riesgos legales.

• De acuerdo a si es controlable- Riesgos internos al proyecto y a la empresa.- Riesgos externos al proyecto y a la empresa.

• De acuerdo a su origen para la empresa- Riesgos externos impredecibles e incontrolables.

Categorías Euromethod Safe CRM SEI IEEE Riskit PMI

Plan de gestión

Identificación

Estimación

Evaluación

Planificación

Tratamiento

Seguimiento y control

Comunicación

Tabla 1Métodos de Gestión de Riesgos

Fuente: Esteves, 2005



- Riesgos externos predecibles e inciertos.- Riesgos internos no técnicos.- Riesgos técnicos.

• Riesgos de alto nivel de negocio- Entorno del Negocio.- Transacciones.- Operaciones.- Información.- Financiero.- Gobierno Corporativo.

2.4. Asignación de riesgos

El riesgo es asignado a través de un contrato basado en procedimientos definidos por los mandantes (dueños del proyecto de construcción) que generalmente no obedecen a la regla o buena práctica que versa “asigne el riesgo a quien lo pueda manejar de mejor forma”, es decir, no se comparte el riesgo en forma eficiente para el real beneficio del proyecto y de las partes involucradas. De esta manera no se cumplen los criterios básicos de la asignación de riesgos, que según Bacigalupo (2007), son:

a) Debe ser asignado a la parte que mejor pueda ma-nejar, controlar y mitigar el riesgo, y que sea capaz de soportar sus consecuencias.

b) Los riesgos del contratista deben guardar relación con el tamaño del contrato.

Una vez identificados los riesgos por la parte afectada, el procedimiento a seguir será evaluarlos (impacto y ocurrencia) y considerarlos en el precio y cronograma, asegurarlos o bien reasignarlos. Por lo general, la iden-tificación del riesgo por el afectado no es total, esto su-cede por problemas en la licitación, falta de información o falta de tiempo. Hay consenso internacional sobre el beneficio de la participación temprana del contratista y proveedores en el desarrollo y análisis de riesgos de un proyecto (Bacigalupo, 2007). La asignación eficiente del riesgo tiene ventajas inmediatas en las partes con-tractuales, de acuerdo a Barandiarán (2007), algunas de estas son:

• Para el mandante- Reduce el costo total del proyecto.- Crea condiciones de licitación transparentes.- Reduce disputas y reclamos posteriores.

• Para el contratista- Mejora el conocimiento de los riesgos que se le

asignan.- Establece la estrategia de licitación y ejecución

según sus capacidades.- Aumenta la certidumbre en sus resultados.

Según Bacigalupo (2007), para definir las prácticas de gestión de contratos que aseguren un equilibrio en las prestaciones de las partes, es indispensable convenir entre el mandante y el contratista los riesgos de cargo de cada parte. En un contrato los riesgos más impor-tantes están en las cláusulas y materias específicas siguientes:

• Tipo de contrato.• Alcance de los trabajos.• Ordenes de cambio y modificaciones. Formalización

de cambios y de solicitud de obras extraordinarias, y de mayores obras.

• Precio y pago (insolvencia del propietario).• Terminación anticipada y suspensiones.• Garantías.• Límite de responsabilidad (distinto a garantías).• Obligar al contratista a asumir daños indirectos o con-

secuenciales (pérdida de producción, lucro cesante ilimitado).

• Obligar al contratista a responder más allá de culpa leve.

• Multas desproporcionadas.• Caso fortuito o fuerza mayor (hecho imprevisto que

no es posible resistir y que impide el cumplimiento de la obligación).

• Seguros, su cobertura y deducibles, seguro de todo riesgo de construcción, seguro de responsabilidad civil, seguro de accidentes personales, etc.

• Solución temprana de controversias (reclamos y me-diación).

• Solución de controversias por arbitraje y por vía ju-dicial.

Las cláusulas del alcance del trabajo con sus cambios y modificaciones y la definición del límite de responsabi-lidad del contratista, pueden ser las que más incidan en los riesgos de los contratos.

2.5. Riesgos y proyectos de construcción

En todo proyecto de inversión, el nivel de riesgo está asociado con los rendimientos esperados. A mayor riesgo, mayor desviación de los rendimientos esperados. Siempre sería mejor que no existieran riesgos, pero existen, y lo que deben buscar las partes al firmar un contrato es beneficiarse mutuamente con el negocio mediante una adecuada asignación de dichos riesgos, trasladando la responsabilidad de manejar el riesgo a una de ellas y acordar la forma en que las consecuencias de la falla serán distribuidas. Es así como, la mayoría de las empresas constructoras se ven enfrentadas a los siguientes riesgos transversales:



• Variabilidad de los ingresos: La relativa corta du-ración de los proyectos de construcción en que parti-cipan las obliga a estar constantemente compitiendo en licitaciones por nuevas obras. Esto las lleva a mostrar rápidamente en sus indicadores de renta-bilidad y volumen de operación cualquier aumento en la competitividad o caída en la demanda por sus servicios.

• Volatilidad de la industria: Las empresas relacio-nadas a la construcción son fuertemente sensibles a los ciclos económicos, esto, asociado tanto a los incrementos de tasas de interés en los periodos de sobreaceleración como a la postergación de decisio-nes de inversión durante periodos recesivos.

• Industria competitiva: La industria de la construc-ción se constituye de gran cantidad de oferentes que participan en los distintos negocios relacionados a esta actividad. Operan desde grandes constructoras de tamaño mundial enfocadas a obras de megainfraes-tructura, hasta pequeñas compañías que participan en obras de menor envergadura. Esto hace que las empre-sas a todo nivel compitan mejorando su eficiencia de manera de ofrecer los menores costos con un mismo nivel de calidad en las distintas construcciones.

3. La Gestión de Riesgos en el Estudio de Ofertas

3.1. Procesos de la materialización de proyectos de construcción.

La gestión de los riesgos en proyectos de construcción, al igual que cualquier proyecto, está vinculada directamen-te con los procesos involucrados en su materialización.

Se consideran tres grandes categorías de procesos: los estratégicos, los operativos y los de apoyo, tal como se ejemplifica en la Figura 1. El análisis de estos procesos al inicio de un proyecto facilita la identificación de riesgos.

3.2. La gestión del riesgo en el estudio de ofertas

Independiente del cuidado que se tenga en realizar un buen estudio de oferta, es todavía una estimación rea-lizada bajo condiciones de incertidumbre. Dado que los proyectos son únicos, los riesgos pueden estar presentes en todos los elementos del proyecto, por ejemplo, en su cronograma y sus costos. Las razones para esta in-certidumbre pueden ser muy variadas, las que pueden ir desde problemas en la escala de los precios, diferen-cias entre recursos necesarios y los presupuestados, variaciones en las estimaciones del tiempo requerido para realizar actividades, cambios en los requerimien-tos del proyecto, entre otras. También, las causas de estos cambios pueden ser muy variadas, por ejemplo, algunos errores pueden deberse a un mal supuesto del estimador, otras veces el estimador o el mandante puede aprender más sobre el comportamiento del proyecto, o a veces pueden cambiar las bases legales en que se realizó la estimación. Un buen PM, entonces, debe anticiparse a esta situación y tomar todas las medidas necesarias a través de planes de contingencia, que son actividades preestablecidas que se ejecutarán si no se cumplen al-gunos supuestos en la materialización del proyecto. Una forma de hacerlo es implementar una estrategia para manejar el riesgo (Solminihac y Thenoux, 2005).

En la Figura 2 se muestra la incorporación de la Me-todología PMI® de Gestión de Riesgos en el estudio

Figura 1Mapa de procesos de la materialización de un

proyecto de construcción



de ofertas. En esta se presenta un esquema que toma como base las buenas prácticas del estudio de ofertas en licitaciones, las cuales en general son bien utilizadas por las empresas contratistas, no obstante, al no incluir la gestión de riesgos en su metodología no constituyen un estudio integral y contextualizado del costo de la materialización del proyecto y de la determinación del presupuesto oferta. Incorporar la metodología PMI® de Gestión de Riesgos en el estudio de ofertas, implica tener a las lecciones aprendidas como principal activo de los procesos organizacionales, cimentar el estudio en el trabajo en equipo y considerar el liderazgo como imprescindible para organizarse y elaborar propuestas exitosas.

Organizarse para el éxito de la oferta consiste en se-leccionar al personal idóneo, apoyarlos y comunicarles claramente los objetivos del proyecto. Mientras más

control se tenga en el proceso de elaboración de ofertas se minimizarán los errores u omisiones, se aumentarán las posibilidades de resultar favorecidos, se mejorará la gestión y su control durante la construcción y así se obtendrán las utilidades esperadas.

La implantación de un proceso de mejoramiento con-tinuo, permitirá impulsar el desarrollo de la gestión en la unidad encargada del estudio de propuestas al identificar las mejores prácticas de trabajo, y a la vez se podrán ofrecer a los clientes ofertas más competitivas. Un estudio de Benchmarking, realizado como un proce-so constante servirá de herramienta para mejorar cada vez más el desempeño, ya que permitirá identificar las mejores prácticas del mercado.

En la Tabla 2 se muestra la descripción del proceso de estudio de ofertas que incorpora la Metodología PMI® de Gestión de Riesgos.

Figura 2Estudio de ofertas incorporando

la Gestión de Riesgos



Tabla 2Descripción del proceso de estudio de ofertas que incorporan la Gestión de Riesgos





4. Conclusiones

En la gestión de riesgos de un proyecto, lo fundamental es la identificación de los riesgos y de las fuentes de incertidumbre, estas últimas dependen del tipo de pro-yecto y específicamente del tipo de actividad que se esté analizando. La incorporación de la gestión de los riesgos desde la etapa de preparación de la oferta, posibilita al contratista elaborar una propuesta menos riesgosa. El marco contractual no garantiza el éxito de un proyecto, ya que él no es un sustituto de las habilidades comer-ciales y de administración de proyectos.

La incertidumbre se presenta cuando no hay certeza en la frecuencia y magnitud del proceso que se va a realizar. El manejo probabilístico de proyectos de una visión más amplia de la concepción que de estos se tiene, puesto que permite obtener posibles variaciones de costos y duración considerando diferentes escenarios de acuer-do con diferentes impactos que tienen los factores que generan incertidumbre sobre las actividades.

Se debe llevar un registro histórico del desarrollo de proyectos que permite más adelante retroalimentar los procesos, de tal manera que posteriormente se puedan tener datos más confiables acerca del comportamiento aleatorio de cada una de las actividades que componen un proyecto, tanto en costos como en duraciones. La gestión del conocimiento es el soporte base de la gestión de riesgos en el estudio de ofertas.

Las lecciones aprendidas en el contexto de la gestión del conocimiento, son relevantes en la gestión de los riesgos del contratista durante la elaboración de ofertas, es por ello que se debe realizar la aplicación de la gestión de riesgos de los Activos del Proyecto (Alcance, Calidad, Tiempo y Costo), considerándolas como base fundamental en el ma-nejo de los riesgos, así se potenciará y hará más eficiente la metodología que se tenga para elaborar ofertas.

En no pocas ocasiones las especificaciones de los con-tratos de construcción son ambiguas y por lo general no estipulan claramente los alcances, responsabilida-des, materiales y calidad esperada de las obras. Lo que usualmente se detecta en las obras, son especificaciones técnicas tipo que se van utilizando de una obra a otra, sin hacer ninguna modificación que refleje las parti-cularidades y estándares requeridos para la obra que pertenecen. Esto provoca problemas entre mandante y contratistas, y un impacto negativo en los costos debido a que se incurre en detenciones de los trabajos, reparaciones, lo que implica gastos adicionales en mano de obra y materiales, y por consiguiente, retrasos en la finalización y puesta en marcha en las obras.

Los problemas para clientes inexpertos no mejoran con las formas contractuales más recientes. Requieren más apoyo profesional y más capacitación especializada. Para mejorar el ambiente de colaboración y confianza, la tendencia es que todo el equipo de proyecto participe del mismo marco contractual.

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Desarrollo de una

Herramienta Cualitativa

para la Identificación de los

Estilos de Liderazgo Ejercidos

por Administradores en la

Construcción y su Impacto en

el Éxito del Proyecto

Development of a Qualitative Tool to Identify Leadership Styles Exercised by Construction Managers and their Impact on Construction Success

Autores

RILEY, M. J. BSc PhD CEng MICE MCIOBProfessorSchool of Architecture, Design and EnvironmentUniversity of Plymouth


Fecha de recepción


30/10/2009

16/11/2009

LATORRE, V. PhD ICIOBAcademicEscuela de Construcción CivilFacultad de Ingeniería, Pontificia Universidad Católica de ChileAssociate of the Higher Education Academy, UK



[] Riley, M. J. - Latorre, V.

This paper investigates the role of leadership style used by construction managers and how the style used relates to the construction manager’s perception of the success of their projects. The range of leadership styles is investigated and the three most relevant and appropriate styles for construction managers are adopted for this research. These styles are transformational, transactional and laissez-faire.

Este artículo investiga el rol de los estilos de liderazgo ejercidos por administra-dores de obra, y cómo estos estilos se relacionan con la percepción que dichos administradores tienen del éxito del pro-yecto. La gama de estilos de liderazgo es investigada. Los tres estilos más relevan-tes y apropiados para los administradores de obra son incorporados. Estos son el transformacional, el transaccional y el laissez-faire.

Este estudio de pequeña escala desarro-lla un cuestionario utilizando afirmacio-

This small-scale study developed a questionnaire applying attitude and appreciation statements regarding the perceptions of construction managers about their leadership style and its relation to the performance of their most recently completed projectThe results show that construction managers display a mix of all three leadership styles although the greatest use is made of the transformational style. The linkage between leadership style and project success is less clear.

nes de actitudinales y de apreciación. Estas afirmaciones permiten relacionar los estilos de liderazgo utilizados por los administradores de obra y el des-empeño del último proyecto que han completado.

Los resultados muestran que los adminis-tradores de obra exhiben una mezcla de los tres estilos más importantes, dentro de los cuales el con mayor presencia es el transformacional. El vínculo entre estilo de liderazgo y éxito del proyecto es menos claro.

Resumen

Palabras clave: Administración de proyectos, liderazgo, éxito del proyecto.

Key words: Construction management, leadership, project success.

Abstract


páginas: 38 - 50 ] Riley, M. J. - Latorre, V.

Introduction

Construction managers have total responsibility for the construction project, being both a manager and a leader. The distinction between manager and leader needs to be clear. This distinction is important as management skills can be formally taught, learnt and developed through training, whereas leadership skills are not so easily acquired. A manager focuses on the process, applies a set of skills and tasks required to co-ordinate the actions of many to achieve a common result; thus including the planning, briefing, controlling, supporting, informing and evaluating the process. A leader, on the other hand, requires a different set of skills, personal attributes and characteristics to succeed at their aims; achieving a goal by agreement, negotiation, conflict management, synergy and team work, amongst others. The leader’s efforts often take place within an environment that does not help; in particular, the Construction Industry’s characteristics present construction managers/leaders with difficult challenges. Project leadership has been identified as an essential requirement for delivering successful construction projects (Clarke, 2009; Constructing Excellence, 2009; Egan, 1998) and also has a positive impact on the organisation (Muller and Turner, 2005).

Within the wide spectrum of competencies which are relevant to a construction project’s successful outcome, leadership arises as one of the most relevant (Latorre, 2009). There are, however, different ways in which a person can exercise leadership; these are called leadership styles. A leadership style should be adopted according to each project and its particular circumstances (Crawford, Hobbs & Turner, 2005; Nicolini, 2001). Improved leadership skills, when appropriate to the project in hand, will result in improved performance at an organisational level (Muller, 2007; Nicolini, 2001). However, in order to improve the leadership skills of construction managers it is important to identify a leadership style which will more likely deliver improved project performance, and therefore the most appropriate in the context of construction projects.

This study developed a tool to identify the leadership styles utilised by construction managers, and also assesses whether a construction manager’s leadership style is a success factor on a construction project, thus affecting its overall performance.

Research problem

Despite extensive research into project success factors, there is disagreement related to the role of the project manager and the efficacy of their leadership style (Muller

et al., 2005). The literature review evidenced scarcity of material focusing exclusively on the impact of leadership styles in the success of a construction project.

Methodology

This exploratory study adopted a phenomenological approach to developing a tool which enables a subjective, qualitative insight on construction managers’ attitudes and perceptions to leadership, as well as the relation between the latter and project success. It also had to establish whether there is significant relationship between a construction project manager’s leadership style and overall project performance, and consequently determine whether or not the project manager’s leadership style is a success factor on a construction project. This small-scale study developed this tool by utilising attitude and appreciation statements regarding the perceptions of construction managers, their leadership style and its relation to the performance of their most recently completed project. Levels of agreement were measured by means of numerical Likert scales, to obtain a scaled-response (McDaniel & Gates, 2006).

The tool is a questionnaire designed to obtain an initial indication of how project managers believed their leadership style related to their project success. Questionnaires have the ability to target construction managers within a wide geographical area, are less intrusive and time consuming for the respondent than other methods such as interviews or face-to-face questionnaires. Questionnaires, however, can have low response rates (Kumar, 2005).

The Multifactor Leadership Questionnaire (MLQ) is the most widely used in leadership assessment (Muller et al., 2005) and is designed to test the dimensions of transactional, transformational and non-transactional laissez-faire leadership. The first section of the questionnaire was developed from the (MLQ) form 6S (Bass, 1990), to determine whether the respondent’s leadership style was mostly transactional, transformational and laissez faire.

The second section explored the respondents’ perceptions of how successful their most recently completed project had been. This section was developed based on the Construction Project Success Survey tool (CPSS) (Hughes et al., 2004).

One-to-one in-depth semi-structured interviews were conducted to triangulate data obtained from the questionnaires. Interviews allowed testing the consistency and stability of the research, by understanding the views



of the respondent with minimal external disturbance or influence (Rubin and Rubin, 1995, cited in McGivern, 2006). Semi-structured interviews allow the interviewer the freedom to react to the respondents replies and adapt the schedule accordingly (Descombe, 2007).

The population consisted of site based construction managers with five or more years of experience who were currently working in the UK. This would ensure each participant had appropriate experience assessing the success of a number of projects which they had been responsible for, a requirement needed to complete the survey questionnaire sufficiently. They are considered to be the individuals who are ultimately held accountable for the success or failure of a project (CIOB, 1996).

In small scale qualitative research such as this, it is not expected that the sample will be statistically representative of the whole, but it should yield qualitative results reasonably free from selection bias (Wright et al., 2000). Therefore, the size of the target population was not considered essential to this study, as long as theoretical saturation was reached (Schwandt, 2001; Creswell, 1998). The sampling procedure included non-random purposive sampling combined with snowball technique to gain response to a questionnaire survey (Wright & Crimp, 2000), which is considered to be completely compatible with purposive sampling (Kumar 2005); snowball sampling leads, indeed, to a sample made up of people with similar characteristics (Black, 1999). Sindall (2008) assisted during the data gathering process.

Scope

This small scale study has included only UK-based construction managers and was carried out in 2008. The questionnaire was administered to members of the survey population via a purposive sampling technique, while in-depth semi-structured interviews were conducted to address the issue of external consistency of the questionnaire; improving the questionnaire’s validity and reliability (McGivern, 2006).

The development of leadership schools and styles

Initial research into leadership investigated the qualities that leaders have. The “trait school” looked at the traits that good leaders use to motivate; traits such as vision, integrity, humility, personal courage and general characteristics (Kirkpatrick and Locke, 1991). Six key traits of effective leaders were identified as: drive and ambition; the desire to lead; honesty and integrity; self

confidence; cognitive ability; and knowledge of the business. Such an approach might be useful for selection (particularly in a military situation), but not useful for helping to create good leaders, since “traits” were seen as being part of a person’s character and, therefore, not able to be developed. In contrast, the behavioural school of leadership theory developed with a suggestion that leaders should be characterised against a number of parameters related to their behaviour towards the project team, rather than their personal traits (Muller et al., 2005).

Turner (1999) identified four styles of behavioural leadership: Laissez-faire, Democratic, Autocratic and Bureaucratic.

Situational leadership (or Contingency theory) proposes leadership as a direct outcome and related to the context or situation of the activity (Dulewicz et al., 2005)

Through the development of the path-goal theory of leader effectiveness, four leadership styles were identified, each of which were believed to be most functional under different theoretical conditions (Muller et al., 2005). House (1996) explains these four styles as: directive leadership (path-goal leadership), most effective when the task demands of subordinates are satisfying but ambiguous; supportive leadership, most effective when the subordinates tasks or work environment are dangerous, monotonous, stressful or frustrating. Participative leadership is most effective when the work of work unit members is interdependent; and achievement orientated leadership, most effective when individual subordinates have individual responsibility and control over their work. The tasks of a construction manager’s subordinates may be seen as both interdependent, but also having individual responsibility. Consequently, it may be suggested that a project manager within the construction industry must posses both a participative and achievement-orientated leadership style. Frame (1987, cited by Muller et al., 2005) suggests however that during the execution stage of a construction project, (the site construction stage), an autocratic leadership style is necessary.

The visionary school of leadership developed from observing successful businesses through change. Bass and Avolio (1990) identif ied two types of leader: transformational (relationship-focused), and transactional (process-focussed). Bass et al (1990) define four basic components, of transformational leadership, namely: idealized influence (charisma); individualized consideration; intellectual consideration; and inspirational motivation. A transformational style of leadership broadened and elevated the interests of employees, generated awareness and acceptance of



the purpose and mission of the group, encouraged employees to look beyond their own self-interest. This, in turn, achieved superior performance (Muller et al, 2005). Transactional leadership, on the other hand, is centred on a model of reinforcement (Bass et al, 1990). Antonakis, Avolio and Sivasubramaniam (2003) define transactional leaders as being dependent on rewarding employees for meeting performance targets, penalising employees who do not achieve, and relying on passive management-by-exception. Muller et al (2007) suggest that a transformational leadership style is appropriate on complex change projects, while a transactional style of leadership is preferred on simple, engineering projects. Table 1 summarises the different dimensions of the Transformational and Transactional leadership styles.

Bass et al. (1990) point out that all managers will exhibit all of the styles at some stage. Consequently, Kirkbride (2006) suggested that what is of significance is the frequency with which a manager exhibits these behaviours; and suggests that ideally, a leader’s profile should show higher scores (or high frequency) on the transformational styles and lower scores on the management by exception styles and laissez-faire styles. Even though construction projects are relatively complex, a number of authors have suggested in relation to IT, organisational change and business projects, engineering projects are of low complexity (Muller et al, 2007). This suggests, in turn, that engineering projects require a transactional style of leadership.

General management research is now focused on the competence school of leadership, and the competencies leaders exhibit (Muller, 2007). Crawford (2003, cited by Muller et al., 2005) defines competence in a leadership context as ‘knowledge, skills, and personal characteristics that deliver superior results’, suggesting that the competence school encompasses all previous leadership theory.

Leadership style as a success factor

General management literature regards leadership styles as a primary influence on the performance of a project or business. However, despite extensive research into project success factors, the literature largely ignores the role of the project manager and the effect their leadership style has on the overall success of the project (Muller et al., 2005). Belout and Gauvreau (2004) found that although there was a link between project success and the personnel factor, it did not have a significant impact on project success.

Cooke-Davies (2002) identified twelve success factors, derived from both ‘hard’ and ‘soft’ data from large national and multi-national organisations, however none of these factors were directly concerned with ‘human factors’. However Cooke-Davies contends that it is becoming accepted wisdom that it is people who deliver projects, and so there are human dimensions to nearly every success factor identified.

Leadership and management have been identified as success factors. Turner’s (1999) Seven Forces Model acknowledged people as one of seven areas of project success, and under this title specifically included leadership and management as success factors. While in a study of project management processes in the IT industry, Kendra and Taplin (2004) identified four groups of success factors: micro-social; macro-social; micro-technical and macro-technical, in which the project manager’s skills and competencies, including leadership behavioural characteristics and attributes are defined as a success factor in the micro-social group.

Muller et al. (2005) suggests the reason why so few studies identify the project manager and their leadership style as a project success factor is that most asked project managers for their opinion, and many project managers

Style Dimensions Description

Transformational Idealised influence (attributed) The charisma of the leader

Idealised influence (behaviour) Charisma centred on values, beliefs and mission

Inspirational motivation Energising followers by optimism, goals and vision

Intellectual stimulation Challenging creativity for problem solving

Individualised consideration Advising, supporting and caring for individuals

Transactional Contingent reward leadership Providing role, task clarification and psychological reward

Management by exception (active) Active vigilance of leader to ensure goals are met

Management by exception (passive) Leaders intervene after mistakes have happened

Table 1Dimensions of the Transactional and Transformational leadership styles (Bass and Avolio, 1990)



simply do not see themselves as a contributor to project success. Makilouko (2004) supports this view, concluding that out of 47 project managers he interviewed, 40 were found to be solely task orientated. In order to determine whether the project manager’s leadership style has an impact on the performance of a construction project, a number of issues must first be addressed. Firstly, it is evident from the review of current literature that project success is subjective in nature and as a consequence, in order to determine the performance of a project, one must first identify a particular observer from whose perspective to assess.

This raises a second issue in that one must determine whether the observer perceives success from a project management perspective, or from a product perspective. Ideally, as Baccarini (1999) proposed, project success should be determined using both project management and product success criteria. However, Turner (1999) points out that success is affected by time. As a consequence, the determination of product success tends to be long-term in nature and often orientated toward the total life span of a completed project, while project management success is measured during and at the end of the project (Munns & Bjeirmi, 1996).

A third issue to emerge is that many authors agree that success has both ‘hard’ and ‘soft’ dimensions (Latorre, 2009), and therefore from whichever perspective project success is measured both objective and subjective criteria must be taken into account to gain a complete assessment (Baccarini, 1999; Baker et al., 1988; de Wit, 1988).

The literature has highlighted the need to develop a leadership assessment tool derived from the three alternate leadership approaches that are either transactional or transformational or Laissez-faire.

Results

To ensure respondent eligibility, screening questions were included at the beginning of the questionnaire. Table 2 presents the results of the screening questions.

The questionnaire was designed to identify both the preferred leadership style and the reported performance of each of the respondents’ most recently completed project. The questionnaire was analysed firstly by question, allowing significant comparisons or differences between respondents’ perceptions to be identified and discussed; secondly by respondent –in order to identify which style has the highest level of applicability for each respondent. The respondents’ scores to each of the statements regarding project success are then summed up and presented in Table 3. Finally, a correlation analysis using SPSS software was carried out a between the respondents’ total scores for each of the leadership styles, and each of their total project performance scores. This allowed the identification of significant relationships between leadership style and project success.

Leadership styles were assessed with fourteen statements using a 5 point Likert scale. The statements were either attitudinal or of appreciation. Statements and responses are presented in Table 4.

Twenty-one attitudinal statements examined the performance of the most recent construction project for each respondent. Each statement used a 7 point Likert scale. Table 5 shows overall responses.

Subject Variable Frequency

Job Role

No. of Years Experience in Current Role

No. of Projects Involved with in this Role

Project ManagerSenior Project ManagerOther

0 – 45 – 910 – 1415+

0 – 4 5 – 9 10 – 1415+

610

0601

5002

Leadership style Score

R1 R2 R3 R4 R5 R6 R7

Idealised influenceInspirational motivationIntellectual stimulationIndividualised considerationContingent RrewardManagement-by-exceptionLaissez – faire

7667665

6757463

6757544

7786652

7665543

8788648

7565556

Table 2Questionnaire’s screening question results

Table 3Total scores of each respondent for each of the leadership styles



Leadership Style 1 – Idealised Influence R1 R2 R3 R4 R5 R6 R7

Q1. I believe colleagues feel at ease when they are around me 4 3 3 4 4 4 4

Q2. I believe colleagues are proud to be associated with me 3 3 3 3 3 4 3

Leadership Style 2 – Inspirational Motivation

Q3. I express to my colleagues, in as few words as necessary, what could and should be done 2 3 3 3 3 3 1

Q4. I encourage colleagues to become enthusiastic and find meaning in their work 4 4 4 4 3 4 4

Leadership Style 3 – Intellectual Stimulation

Q5. I encourage colleagues to consider problems in new ways 3 3 3 4 3 4 3

Q6. I encourage colleagues to rethink ideas which have not been questioned before 3 2 2 4 3 4 3

Leadership Style 4 – Individualised Consideration

Q7. I assist colleagues in their self-development 4 3 3 3 3 4 3

Q8. I regularly appraise colleagues on how I believe they are performing 3 4 4 3 2 4 2

Leadership Style 5 – Contingent Reward

Q9. I provide colleagues with recognition / reward when they reach their goals 3 2 3 3 3 3 3

Q10. I emphasise the possibility of reward in what colleagues achieve 3 2 2 3 2 3 2

Leadership Style 6 – Management-by-Exception

Q11. I do not believe in change as long as things are working effectively 2 2 0 1 1 0 1

Q12. I enforce the standards to which I expect work to be carried out 4 4 4 4 3 4 4

Leadership Style 7 – Laissez-faire

Q13. I am content to let colleagues continue working in the same way as always 2 3 2 1 2 4 3

Q14. I expect no more of my colleagues than what is absolutely essential 3 0 2 1 1 4 3

Table 4Overall results for Leadership styles

Pearson’s product–moment correlation was used to carry out a 2-tailed analysis between the respondents’ total scores for each of the seven leadership styles, and the respondents’ total project performance scores. This analysis identified relationships between the project manager’s leadership style and overall project performance, the results of which are presented in Table 6.

Analysis

All respondents exhibit behaviour related to the transformational style of leadership more than behaviour related to the transactional style. The idealised influence dimensions of leadership is the most prevalent among the project managers included in this study. This indicates that a majority of the respondents believe that above all, they hold the trust and respect of their colleagues, are centred on a sense of mission, and are perceived as confident and powerful.

The results also indicate that behaviour related to the inspirational motivation and individualised consideration

dimensions of leadership are also widespread among respondents. This suggests that a majority of the project managers included in this study believe they use appropriate symbols to help colleagues focus on their work, offer support regarding self development, and pay attention to the individual needs of those within their team.

With regard to the intellectual stimulation dimension of leadership, the results suggest that behaviour related to this concept is the least prevalent of the transformational styles among respondents. Although all those included indicate a high level of application to the statement regarding the encouragement of rethinking old problems in new ways; several of those included indicate a less positive level of application to the statement related to the encouragement of colleagues to rethink ideas which have not been questioned before.

Although it has been identified that transformational styles of leadership apply more often to the construction managers included in this study, the results show that transactional styles are still employed frequently. This is exemplified by statements 9 and 12 of the questionnaire



The Project - Level of Agreement R1 R2 R3 R4 R5 R6 R7

Q1. Overall project cost targets were met, based on agreed project costs 1 3 1 3 3 3 2

Q2. Net profit targets were met 2 3 2 3 3 3 2

Q3. Overall project schedule targets were met, based on agreed project schedule 1 3 1 3 3 3 2

Q4. The project was completed to agreed specifications 2 3 2 3 3 3 2

Q5. All elements of the project were delivered, based on the original extent of the project 2 2 -1 3 3 3 1

Q6. Work undertaken was above industry standards based on national benchmarks 1 3 2 2 2 0 2

Q7. Minimum rework was required compared with the overall project effort 2 3 2 1 2 0 3

Q8. Overall the project demonstrated ‘fitness for purpose’ 2 3 2 3 3 3 3

Client Satisfaction

Q9. Customer satisfaction was evidenced by direct feedback 2 3 2 3 3 3 3

Q10. The customer’s true goals and expectations were evidenced through contract performance incentives 2 1 0 0 2 3 1

Co-operation

Q11. The project team ran smoothly and harmoniously throughout the life of the project 1 2 2 0 1 2 3

Q12. The project team maintained good relations with the customer throughout the life of the project 2 3 0 2 3 1 3

Q13. There are no unresolved disputes concerning the project 2 3 2 0 1 -1 -1

The Project Management Process

Q14. The customer was satisfied with the project management process 2 3 2 3 3 2 3

Q15. The project remained under control at all times 2 3 2 3 2 2 1

Q16. Project performance data updates were accurate through the life of the project 2 3 2 2 1 3 2

Q17. The performance data was indicative of the final project outcomes 2 3 2 3 1 3 2

Safety

Q18. Project safety targets were met or exceeded 2 2 2 3 2 3 3

Q19. Hazard mitigation measures were well managed by the project team 2 3 3 3 2 3 3

Q20. No accidents or injuries occurred during delivery of the project -1 0 -3 0 0 -2 1

The Environment

Q21. All environmental obligations and targets were met throughout the life of the project 2 3 2 -2 1 3 3

Total per respondent

Table 3 – Matrix of overall project performance for each respondent’s most recently completed project 35 55 29 41 45 42 44

Table 5Overall results for project performance

(Table 4), which indicate that a majority of respondents use either materialistic or psychological rewards to clarify role and task requirements ‘fairly often’, while all of the respondents enforce the standards to which they expect work to be carried out ‘fairly often’ or ‘frequently, if not always’. This suggests that respondents’ exhibit behaviour related to the transactional active management-by-exception leadership style frequently.

Responses relating to the laissez-faire leadership style are widely varying. The information obtained show that although a majority of respondents exhibit laissez-faire behaviour to a small degree, a number of respondents, most notably respondents 6 and 7, exhibit Laissez-faire behaviour significantly frequently.

The project performance responses indicate that all of the respondents felt their most recently completed project was a success to some degree, with very few responses indicating a negative sentiment of agreement. Questions 1 to 8 (Table 5) measured how successful the respondent perceived their most recently completed project to be in relation to the traditional ‘iron triangle’ objectives of cost, schedule and quality / performance. The results show that of the 56 responses to these 8 questions, 53 indicate a positive sentiment of agreement. This demonstrates a general consensus among respondents that the projects they considered did meet their targets in relation to these traditional objectives. Questions 9 and 10 (Table 5), regarding customer satisfaction, generally show a positive sentiment of agreement. This indicates that all of



inspirmotiv indivconsid idealinflue manabyex intellstimul continrew laissez-faire totalscore

inspirmotiva Pearson CorrelationSig. (2-tailed)N

1

7

.694

.0847

-.175.707

7

-.135.774

7

.193

.6787

.040

.9327

-.234.614

7

-.044.925

7

indivconsid Pearson CorrelationSig. (2-tailed)N

.694

.0847

1

7

.091

.8467

.070

.8817

.134

.7757

.222

.6327

.406

.3667

-.193.679

7

idealinflue Pearson CorrelationSig. (2-tailed)N

-.175.707

7

.091

.8467

1

7

-.307.503

7

.826*.022

7

.730

.0627

.633

.1277

-.013.978

7

manabyex Pearson CorrelationSig. (2-tailed)N

-.135.774

7

.070

.8817

-.307.503

7

1

7

-.253.584

7

-.175.707

7

-.230.620

7

.353

.4377

intellstimul Pearson CorrelationSig. (2-tailed)N

.193

.6787

.134

.7757

.826*.022

7

-.253.584

7

1

7

.779*.039

7

.266

.5647

-.019.968

7

continrew Pearson CorrelationSig. (2-tailed)N

.040

.9327

.222

.6327

.730

.0627

-.175.707

7

.779*.039

7

1

7

.335

.4637

-.544.207

7

laissez-faire Pearson CorrelationSig. (2-tailed)N

-.234.614

7

.406

.3667

.633

.1277

-.230.620

7

.266

.5647

.335

.4637

1

7

-.155.740

7

totalscore Pearson CorrelationSig. (2-tailed)N

-.044.925

7

-.193.679

7

-.013.978

7

.353

.4377

-.019.968

7

-.544.207

7

-.155.740

7

1

7

Table 6Leadership Style Correlation Analysis

the projects considered did satisfy the customer to some degree. The ‘project management process’ questions also relate to customer satisfaction. The results show that all of the respondents reported the project management process on their most recently completed projects a success. Consequently, all of the respondents believed the customer was satisfied with the overall project management process, as indicated by the positive responses to question 14 in section 2 of the questionnaire.

The results relating to the perceived satisfaction of the project team and its relations with the customer vary. A majority of respondents indicate that the project teams, which they were responsible for, generally ran harmoniously and maintained good relations with the customer throughout the life of the project. However, 4 of the 7 respondents report a negative, neutral or slightly positive sentiment of agreement, highlighting that despite maintaining good relations and feedback systems with the customer, disputes arose upon project completion.

Questions 18 to 20 were included in the questionnaire to measure how well the respondents considered their last project performed with regard to the increasingly

important safety objective. The results indicate a strong positive sentiment of agreement in relation to safety targets being met and hazard mitigation measures being well managed. However, the respondents reported either a negative or neutral sentiment of agreement to question 20. This suggests that none of the respondents most recently completed projects were accident free.

It is evident from the correlation analysis that no significant correlation was found between the respondents’ leadership style and overall project performance. This is indicated by a majority of the Pearson’s coefficient numbers in the ‘totalscore’ column of Table 6 being -0.3 to + 0.3. However, the contingent reward style of leadership does show a weak negative association with overall project performance, although this correlation is not sufficiently significant at the 0.05 level (i.e. at the 95 per cent confidence interval).

The analysis did identify a significant coefficient between the intellectual stimulation and idealised influence styles of leadership, and the intellectual stimulation and contingent reward styles of leadership, at a significance level of under 0.05 (i.e. over the 95 per cent confidence interval).



Discussion

The first section of the questionnaire allows identifying several leadership styles exercised by construction managers. The results obtained regarding a project manager’s leadership style show that, from their own self-assessment, the respondents’ exhibit behaviour related to all of the leadership styles at some point. This finding agrees with Bass et al. (1990), who state that all managers demonstrate all of these styles at some stage.

The questionnaire identifies how often different leadership styles are exercised. The frequency with which the respondents exhibit these behaviours vary significantly. The results indicate that respondents, with the exception of respondent 6, consistently scored higher in the transformational styles of leadership than the transactional or laissez-faire styles of leadership.

The majority of project managers included in this study exhibit behaviour related to the transformational styles of leadership more frequently than they do behaviour related to the transactional styles, a finding substantiated by interviewee number 1, who states that the project manager must ‘guide everyone to where they need to be going… making sure that everyone is moving in the right direction’. This is in agreement with Kirkbride (2006), who suggests that ideally a leader’s profile should show higher scores on the transformational styles and lower scores on the transactional and laissez-faire styles.

However, although the respondents, in general, exhibit behaviour related to the transformational styles of leadership more often, the results also show that respondents frequently exhibit behaviour related to the transactional styles of leadership, in particular the contingent reward style. This finding is in agreement with Bass (1985, cited in Hartog et al., 1997) who states that transformational leadership builds on transactional leadership, and goes on to contend that the transformational and transactional leadership styles are not mutually exclusive (Bass and Avolio,1994). Consequently, it may be suggested that project managers within the construction industry exhibit different leadership behaviour in different situations or project contexts.

These findings provide evidence to support the proposal that a construction manager within the construction industry must possess both a participative, transformational leadership style and an achievement-orientated, transactional leadership style as proposed by House (1996).

This questionnaire provides results which can be discussed against the relevant literature in order to provide results.

It is evident from the information obtained regarding project performance that all of the respondents felt their most recently completed project was a success to some extent, with regard to the criteria identified previously. As this study was carried out from the perspective of the project manager, and the project manager is normally considered to be the single point of responsibility for a project, this finding is of no surprise.

Nonetheless, from the results obtained it is possible to identify those criteria which are perceived to have been fulfilled with a higher degree of success. The criteria with the most positive sentiment of agreement are those related to the ‘iron triangle’, and in particular cost and quality / performance (questions 2, 4 and 8). This finding was substantiated by interviewee number 1.

This may suggest that the respondents not only believe, on the one hand, that the projects they considered fulfilled these objectives but on the other hand, these objectives also merit their focus and outweigh other considerations in determining the level of project success.

These findings agree with Wateridge (1998), who suggests it is the short-term project management success criteria which project managers are focused upon. With the project managers interpreting failure as not meeting budget and schedule objectives, and Collins et al (2004), who states that these short-term, traditional gauges of performance are a measure of project management success. Hence, the respondents also reported a high-level of agreement with the statements relating to project management success.

Findings show that the questionnaire provides data which can test existing literature. In direct contrast to Wateridge (1998) and Baccarini (1999), who suggests that from a project management perspective, projects end when they meet project objectives, the results related to customer satisfaction suggest that all of the respondents consider this subjective criteria as important, with all reporting to have systems to allow for direct customer feedback.

Although the correlat ion analysis between the performance of the respondents’ most recently completed project and their leadership style did not identify any correlation. I may be suggested from the questionnaire results that as all of the respondents exhibit behaviour related to the transformational styles of leadership more so than the transactional styles, and all reported their most recently completed project to be a success to some degree, a transformational style of leadership may contribute to overall project success. This therefore, would imply that the leadership style of the



project manager is a success factor on a construction project.

Indeed, interviewee number 1 supports this proposal, stating that the main factor which contributes to project success is that the project manager must ‘lead a team and know what everyone’s responsibilities are…and guide everyone to where they need to be going…making sure that everyone is moving in the right direction’.

Conclusion

This exploratory research developed a questionnaire which is effective at relating leadership styles with success rates. This questionnaire also allows identifying the styles of leadership employed by project managers within the construction industry. Despite the small scale of the study, it was found that construction managers exhibit behaviour related to the transformational styles of leadership more frequently than behaviour related to the transactional or laissez-faire styles, with the idealised influence style the most prevalent among respondents.

Utilising this questionnaire for a large sample will provide significant results as to if a construction managers leadership style is a success factor on a construction project. The small-scale of this study does not allow

generating such insight at this stage. Further qualitative research is needed in order to substantiate the findings made in this study.

Limitations and future research

The main limitations are three:- The sole focus on construction managers’ perspec-

tive. Further research must complement this study by considering other stakeholders’ views, providing a holistic understanding of leadership styles success factors. These results would provide a holistic appro-ach, and could then be compared with the findings of this study.

- The qualitative approach of the research. Future applications of this tool should contemplate quanti-tative triangulations.

- The questionnaire provides a ‘snap-shot’ of respon-dents’ perceptions regarding project success. Howe-ver, overall project success has been determined to be affected by time, and ideally project performance should be determined over the total life-span of a completed project. That the determination of project success in any further research should be a long-term assessment. This would provide the researcher with a continuum of perceptions regarding project perfor-mance, from which the researcher may draw their own conclusions regarding overall project success.

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Research and

Development of Tests

for the Certification

of Dynamic Rockfall

Barriers

Desarrollo e Investigación de Ensayos para la Certificación de Pantallas Dinámicas para la Contención de Caída de Rocas

Autores

CASTRO-FRESNO D. Grupo de Investigación de Tecnología de la Construcción. Departamen-to de Transportes y Tecnología de Proyectos y Procesos. Universidad de Cantabria, España


Fecha de recepción


15/10/2009

04/11/2009

LÓPEZ-QUIJADA, L. Escuela de Ingeniería en Construcción, Pontificia Universidad Católica de Valparaíso. Valparaíso, Chile


SAÑUDO-FONTANEDA, L. Grupo de Investigación de Tecnología de la Construcción. Departamento de Transportes y Tecnología de Proyectos y Procesos. Universidad de Cantabria, España


MERY-GARCÍA, J.P. Escuela de Construcción Civil, Pontificia Universidad Católica de Chile. Santiago, Chile



páginas: 51 - 59 Castro-Fresno, D. - López-Quijada, L. -Sañudo-Fontaneda, L. - Mery-García, J. P.

]

El Departamento de Transportes y Tecno-logía de Proyectos y Procesos de la Escue-la de Ingenieros de Caminos Canales y Puertos de la Universidad de Cantabria, en España, lleva más de 18 años desarro-llando y certificando sistemas de protec-ción y estabilización de taludes y laderas. Los ensayos realizados sobre los distintos componentes de una pantalla dinámica han sido de dos tipos: estáticos y diná-micos. Los ensayos estáticos se realiza-ron sobre elementos independientes; los propios cables, las grapas de fijación del cruce de cables en las redes (ensayadas a deslizamiento y corte), así como ensa-yos de carga puntual y repartida sobre paños de redes de cables y finalmente, ensayos de tracción directa sobre frenos o disipadores de energía. Mientras que

The Department of Transports and Technology of Projects and Processes of the School of Civil Engineering of the University of Cantabria (Spain) has over 18 years developed and certified rockfall protection and slope stabilization systems. Concerning the first, two types of tests have been applied on each element of the rockfall barriers: dynamic and static-based loads tests. Static tests (slow loads) were applied to single elements such as wires, cables, cable connectors (sliding and shear strength tested) as well as to concentrated and distributed loads on a cable net, and tensile tests on brake devices (energy dissipators). While static tests were performed on single

el único ensayo dinámico realizado fue el de una pantalla a escala real. Todos los ensayos cumplieron con las expectativas, excepto el estático de carga repartida. Este ensayo presenta incertidumbre en el área de contacto con la red. Estos en-sayos han demostrado en la mayoría de los casos ser adecuados para representar los fenómenos que se producen en la vida útil de una pantalla. Sin embargo, en cada uno de ellos existen considera-ciones a tener en cuenta, tanto para su realización, como para su utilización en el diseño y en la simulación numérica. Por lo tanto, el objetivo de este trabajo es mostrar los principales resultados de todas estas investigaciones, presentando las ventajas y desventajas encontradas en la implementación de cada prueba.

elements, a dynamic test was performed on a full-scale rockfall barrier. All tests satisfactorily met the expectations, except for the distributed based loads. The latter involves uncertainties in the load plate - net contact area. Most of the applied tests have shown that they are fit to represent the mechanical phenomena acting on the barrier. However, in each case several considerations must be taken into account, not only during the test practice but also in the design phase and numerical simulation of the barriers. Hence, this paper is focused on describing the main results of the dynamic rockfall barrier tests and their advantages and disadvantages.

Abstract

Key words: Dynamic rockfall barriers, slope stabilization, laboratory test.

Palabras clave: Pantallas dinámicas, estabilización de taludes, ensayos de laboratorio.

Resumen


[] Castro-Fresno, D. - López-Quijada, L. -Sañudo-Fontaneda, L. - Mery-García, J. P.

Introducción

Las pantallas dinámicas para la detención de caída de rocas son sistemas formados por varias piezas. Por esta razón, su comportamiento es definido por el funciona-miento conjunto de todas las piezas y no por la suma de los comportamientos de cada una de ellas. Esto se debe a la superposición de deformaciones y tensiones entre las piezas de la pantalla.

Las pantallas se diseñan para resistir impactos de 100 a 5000 kJ siendo los más comunes los de 250 a 700 kJ. Es-tos impactos generan tensiones dinámicas a través de la pantalla, mayores a las calculadas de forma estática. Esto se debe a que la fuerza dinámica está relacionada con el tiempo en que actúa. Este razonamiento define que a igual energía inducida, mientras mayor sea la velocidad de la roca, mayor será el daño causado (López, 2007a). La diferencia de los valores se debe a que los diseños estáti-cos clásicos se realizan por métodos vectoriales racionales (Smith y Duffy, 1990). Por otra parte, los diseños dinámicos se realizan mediante aproximación numérica que toma en cuenta un incremento de fuerzas en el tiempo. Por ello, la solución a estos sistemas de ecuaciones basados en métodos matriciales requiere de potentes ordenadores. Sin embargo, las condiciones de borde y la configuración del problema dependen de tantas variables, que no es posible representar en forma precisa el comportamiento de las pantallas. Esto se debe fundamentalmente a la forma de instalar, ensamblar y fabricar los sistemas, ya que dichas situaciones son de difícil simulación. Es por este motivo que las simulaciones, a pesar de ser los métodos más avan-zados para conocer el comportamiento resistente de una pantalla, no sirven por sí solas. Necesitan ser calibradas y validadas mediante valores reales. Una vez hecho esto, las simulaciones se convierten en una herramienta más valiosa que el mismo ensayo a escala (Cazzani et al., 2002). Se pueden variar con relativa facilidad sus configuraciones y obtener nuevos valores, a bajo coste.

Para comprender el comportamiento global de una pantalla, lo óptimo es realizar un ensayo a escala real. No obstante, en muchas ocasiones, las distintas partes del sistema se comercializan por separado. Esto hace que cada parte deba de ser ensayada para conocer si cumple con los estándares mínimos. Dichos estándares están relacionados con la función que desempeña cada pieza en la pantalla.

Por este motivo, el Departamento de Transportes y Tec-nología de Proyectos y Procesos de la Universidad de Cantabria ha desarrollado ensayos tanto para la pantalla completa, como para sus partes componentes (red de cables, estructura y disipadores de energía). El objetivo de estos ensayos es el de conocer el comportamiento de las partes componentes de la pantalla y el de la propia

pantalla, comportamientos que son utilizados para su diseño y la evaluación de los ensayos.

Ensayos de cables

Los ensayos de cables son las pruebas más simples y básicas de una pantalla. A pesar de su sencillez son im-portantes para el diseño y la simulación. Sus resultados definen el estándar mínimo del cable y orientan acerca de la homogeneidad de las resistencias del proveedor. El ensayo está normalizado por la norma UNE 7326:1988. Para el diseño hay dos metodologías clásicas: una es-tática y otra dinámica. En ambos casos, el ensayo del cable define el parámetro de la deformación. En el caso del diseño estático se utiliza la deformación máxima alcanzada en el ensayo. Sin embargo, en el dinámico y en el estático, mediante métodos numéricos, interesa la curva completa de esfuerzo-deformación. Dicha gráfica representa la relación no lineal entre el desplazamiento y la carga unitaria, dando mayor precisión a los cálculos. Cabe destacar que en las simulaciones de la pantalla se busca el fallo de las piezas definidas por el diseñador. Mientras que los cables se mantienen íntegros.

En los ensayos que se han llevado a cabo (López, 2007a), los valores de resistencia a la tracción son generalmente homogéneos. No obstante, los valores de deformación del cable son heterogéneos (ver Figura 1). Esto genera un error de diseño cuando se trabaja con la deformación del cable ensayado. Este hecho puede llegar a sobredimen-sionar o subdimensionar la pantalla, con el consiguiente encarecimiento o fallo del sistema (Sasiharan et al., 2006). Así, en el diseño por métodos estáticos se toma la defor-mación máxima del ensayo. Unido esto a que el método es conservador, genera una pantalla sobredimensiona-da, tanto en las tensiones, como en las deformaciones. Esto se contrarresta con la deficiencia del método al no tomar en cuenta los peaks dinámicos. Sin embargo, en los métodos estáticos y dinámicos con elementos finitos, se produce un buen ajuste con respecto a las tensiones, aunque no así con las deformaciones.

Ensayo de uniones

Para caracterizar el comportamiento de la unión o grapa (Figura 2), que fija dos cables que se cruzan para formar la cuadrícula de una red, se desarrollaron dos ensayos denominados de corte y deslizamiento (Castro-Fresno et al., 2009). Ambos representan una carga generada por un impacto de roca intentando abrir la cuadrícula de la red. Por tanto, el valor entregado en la prueba sirve para incluir en el diseño los esfuerzos generados en la cuadrícula. Esto sirve para la modelación numérica, ya que en el diseño estático tradicional no se incluye.



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Figura 1Gráfico Carga-Deformación para diferentes diámetros de cable y empresas

fabricantes. Ensayo por tracción directa.

El ensayo de deslizamiento informa sobre la fuerza necesa-ria para producir el desplazamiento relativo de dos cables unidos mediante una grapa metálica. Para su realización, un trozo de cable se fija por ambos extremos horizontal-mente por medio de dos mordazas. Se aplica una fuerza al cable que lo cruza y que está unido a este en uno de sus extremos hasta que se produzca el deslizamiento. Cabe destacar que en este ensayo se obtienen resultados que informan acerca del comportamiento al deslizamiento relativo de la grapa, y no de la rotura de la misma. Se considera el fallo en el sistema cuando la grapa comienza a deslizar, lo que en la práctica significa que el suelo deforma y desplaza la cuadrícula que mantiene fijas las grapas.

En la Figura 3 se muestra el resultado de este ensayo. En él se puede observar un comportamiento homogéneo de las muestras, lo que permite estimar una correlación cuadrática con un coeficiente de determinación (R2) eva-

luado en 0.99, entre la fuerza y la deformación (López et al., 2007b). Este punto confirma que aunque existan zonas de un comportamiento un tanto errático de las muestras, no es importante sobre el valor medio de la curva de regresión.

Por otro lado, en el ensayo de corte se obtiene el valor de la fuerza mínima que produce el deslizamiento de dos cables que se cruzan unidos por una grapa. Este despla-zamiento viene inducido por la aplicación de una fuerza en un extremo de un cable, cuando se fija un extremo del otro trozo. Ambas fijaciones se realizan mediante mordazas de la máquina de ensayo. La rotura del sistema se produce por deslizamiento de los cables con respecto a la grapa, sin que estos sufran algún daño. En la Figura 4 se observa el comportamiento de tres muestras sometidas a este ensayo. Se puede observar que el movimiento es homogéneo, lo que valida el ensayo.

0

40

60

80

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0,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50 3,00 3,50 4,00 4,50

Car

ga A

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ada

kN

D e fo rm a ción %

Ca b le 8 m m E m p re sa 1




Ca b le 1 0 m m E m p re sa 2




a n sys 8

a n tig u o 1 0 m m

a n tig u o 8 m m

Figura 2Grapa metálica de unión



y = -0.059x 2 + 1.921x - 0.404R ² = 0.99

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1

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0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19

Fuer

za (

kN

)

D e fo rm a ción ( m m )

Figura 3Ensayos de deslizamiento a las uniones

(curvas de ensayo y de regresión)

Figura 4Curva generada por el ensayo de corte realizado a

grapas de 10 mm, donde se observa un comportamiento homogéneo del desplazamiento en función de la carga

aplicada

Ensayos de las redes

Una vez ensayados los componentes de las redes de cable de forma independiente, las grapas de unión y el propio cable, se realizan ensayes estáticos para evaluar el comportamiento de las redes.

Se define como red de cables a una malla compuesta por cables que forman una cuadrícula cuyos puntos de intersección se unen mediante un elemento de fijación. En el caso de estudio, dicho elemento de fijación corres-ponde a una grapa de unión. La unidad de fabricación es una red cuadrada de dimensiones 2m x 2m. La red está formada en su interior por un cable generalmente de 8 mm, tipo 6x18+1 o similar.

En este caso, las máquinas deben disponer de una po-tencia adecuada para generar el fallo de la red. Además, dichas máquinas necesitarán de nuevos complementos para el ensayo. En el caso de estudio, los primeros ensa-yos se realizaron en 1990. Se utilizó un marco metálico de perfiles HEB de sección 200 mm x 200 mm, en el cual se montó un cilindro hidráulico que ejercía una fuerza de 600 kN. Esta fuerza se repartía hacia la red mediante dispositivos que se explican a continuación. Este ensayo entrega resultados importantes y se ha convertido hasta hoy en la prueba de mayor relevancia, después de los ensayos a escala natural in situ. Esto se debe a que entrega un valor real de la deformación de la red al momento de la rotura. La única desventaja de este ensayo es que se hace a una velocidad de carga lenta, al igual que los ensayos de cable y las uniones. Esto produce una incertidumbre del comportamiento dinámico. Sin embargo, con los valores estáticos se pueden realizar simulaciones dinámicas.

Asumiendo una misma energía de impacto de una roca sobre una red se pueden visualizar dos situaciones; un impacto puntual de una roca pequeña y uno distribuido producido por una roca de grandes dimensiones. Es por esto que se desarrollaron dos ensayos para simular el trabajo en condiciones desfavorables. El ensayo de carga puntual y el de carga repartida, cuyas condiciones de trabajo pueden ser simuladas mediante programas de elementos finitos (Del Coz et al., 2009 y Castro-Fresno et al., 2008).

Se denomina ensayo de carga puntual a la prueba don-de se calcula el valor de la carga mínima que produce la rotura de un paño de red de cables al aplicar una carga perpendicular a la malla. Esta carga aplicada se concentra en el centro de la misma por medio de una placa de reparto. Se considera la rotura de la red cuando se produce el fallo de alguno de sus elementos, cables, grapas o casquillos. Esta carga representa los esfuerzos puntuales que se pueden producir sobre la red una vez anclada a un talud rocoso o una roca de pequeño diá-metro equivalente (López y Castro-Fresno, 2009).

El procedimiento de ensayo consiste en anclar la red de cables al marco de ensayo, consiguiendo que los puntos exteriores permanezcan fijos. La carga concentrada se aplica mediante un gato hidráulico que dirige las cargas en su extremo mediante una placa circular de 600 mm de diámetro. Simultáneamente, se mide la deformación de la malla en el eje de la carga aplicada (ver Figura 5a). El resultado del ensayo es la carga máxima soportada por la muestra y su deformación en el centro del paño.

Por otro lado, el ensayo de carga distribuida busca el valor de la fuerza mínima que produce la rotura de un

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0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 32 34 36

Fuer

za (

kN

)

D e fo rm a ción ( m m )



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paño de red de cable al aplicar una carga perpendicular a la malla, uniformemente repartida a lo largo de ella. Esta carga representa los esfuerzos que produce una masa de suelo o roca al movilizarse intentando desplazar la red. En este ensayo se consigue la carga uniforme-mente repartida a través de una prensa que posee en su extremo una placa circular de 750 mm diámetro. Esta, a su vez, incide sobre sacos de gravilla puestos en forma piramidal. Esto garantiza un reparto uniforme de la carga a lo largo de toda la red. El resultado del ensayo es la carga máxima soportada por la muestra y su deformación medida en el eje de la carga aplicada, (ver Figura 5b). La sobrecarga inducida por los sacos es de 2000 kg.

Los ensayos generaron resultados concluyentes en cuan-to a la relación esfuerzo-deformación de las redes. Estas cumplen una relación cuadrática o radical dependiendo de la configuración de las variables sobre los ejes de la función graficada. Los ensayos dieron resultados homo-géneos sin ninguna variable cuestionable. Esto corrobora la efectividad de los ensayos, por cuanto informa de manera óptima acerca de la resistencia a la rotura de las redes. Esta resistencia es acorde a las condiciones propias del laboratorio. Todas las muestras fallaron por deficiencia del cable, permaneciendo siempre intactas las grapas. Esto garantiza que el elemento restrictivo en la red de cables es la resistencia del propio cable, considerando el tipo de grapa ensayada.

En el ensayo de carga puntual se obtuvieron resultados concluyentes que permiten determinar relaciones de carga y desplazamiento importantes tanto para el diseño estático, como dinámico. Sin embargo, el ensayo de carga repartida tiene una deficiencia relacionada con

la incertidumbre habida en el área de contacto entre la carga inducida y la red. Todo ello, a pesar de haberse llegado a resultados homogéneos y repetibles. Esto es debido a que la carga sobre los sacos de gravilla se dis-tribuye en forma de un bulbo desconocido. Por tanto, sin este dato no se puede obtener el esfuerzo real sobre la pantalla. Esto dificulta el diseño clásico y la simulación por elementos finitos.

Ensayos de los disipadores

Se define a los disipadores como los elementos de la pantalla que absorben energía del impacto, ya sea en forma elástica o plástica. Generalmente se utilizan en pantallas sometidas a impactos de mediana y alta energía, es decir a partir de 500 kJ y en casos que la configuración del resto de elementos del sistema lo requiera, a partir de 300 kJ. Los disipadores se instalan en un punto del sistema que se quiere resguardar o en un punto donde confluyen los esfuerzos.

Los ensayos de los disipadores son importantes por tres razones. La primera de ellas está relacionada con el comportamiento del disipador al ser sometido a una carga. Es decir, verificar que el disipador funcione. La segunda tiene que ver con la necesidad de conocer el rango de carga en el que el funciona. Esto se debe a que en ocasiones el disipador no se activa en un impacto. Esto ocurre porque las tensiones del impacto que lle-gan al punto donde está instalado son menores que el nivel de caga necesario para que comience a trabajar. La tercera razón obedece a la necesidad de conocer la energía absorbida por el disipador. Esta se obtiene a partir del desplazamiento producido a cada nivel de

Figura 5a) Ensayos de laboratorio de carga puntual. b) Ensayo de laboratorio de carga repartida



carga del ensayo, no importando en este caso la velo-cidad de carga. De esta manera, el fabricante puede comparar el comportamiento de su disipador y mejorar-lo. Permite al diseñador realizar una configuración con altas probabilidades de funcionar frente al impacto de diseño. Nuevamente, el ensayo del disipador carece de variables dinámicas, pero sirve para el diseño mediante métodos numéricos.

Ensayos de la pantalla a escala real

Los ensayos a escala natural se diferencian de los an-teriores por dos motivos fundamentales. En primer lugar hacen trabajar a todos los sistemas en conjunto, generando un comportamiento grupal, real y preciso de la pantalla a un nivel de energía dado. En segundo lugar, son ensayos dinámicos. Por tanto, representan en forma precisa tanto la acción sobre la pantalla como la reacción de esta.

Se puede decir que hay dos grandes modalidades de ensayos in situ: los ensayos de talud inclinado y los de talud vertical. Los primeros son muy comunes, ya que es fácil encontrar un talud inclinado. La instalación de la pantalla es fácil. No obstante, el sistema de lan-zamiento de la roca que impactará con la pantalla es difícil de implementar. Esto se debe a que en este caso es necesario un riel elevado donde transite la roca en su caída diagonal. Posteriormente necesitará un sistema para soltar la roca que parabólicamente impactará a la red. Es muy difícil con este método alcanzar de forma precisa el blanco, ya que al soltar la roca se producen vibraciones que hacen que la roca no golpee justo en el blanco. Por otro lado es difícil ser preciso con el punto donde se debe soltar la roca. Se necesitan tiros de calibración.

En segundo lugar, se encuentran los ensayos verticales. Estos son más fáciles de implementar, ya que la pantalla se instala horizontalmente en la pared de la quebrada que tiene su cara vertical. En ocasiones, esto se realiza con alguna dificultad, pero esto se contrarresta con la facilidad de instalación del sistema de tiro. En la parte superior se instala con facilidad un sistema que posicione la roca sobre el punto de impacto. Para realizar el ensayo se posiciona una roca en dicha parte superior mediante una grúa, la cual se puede guiar al punto de impacto con una plomada. No necesita de tiros de calibración y al momento de impactar la roca en la pantalla, esta absorbe en forma íntegra la energía del impacto. No ocurre así en la diagonal, donde la inclinación del talud permite que la roca rebote en el suelo. Esto ayuda a di-sipar energía en la red. Situación no deseada en el caso del ensayo diagonal. Asimismo, en el ensayo vertical, la energía disipada se obtiene fácilmente por la fórmula de

energía potencial. Mientras que en el ensayo diagonal, el rebote y otros aspectos dificultan la precisión de los cálculos.

En el caso del Departamento de Transportes y Tecnología de Proyectos y Procesos de la Universidad de Cantabria se han realizado 6 ensayos a escala en el año 1996 en Suiza (Fonseca, 1995). Este ensayo entregó valiosa información acerca del impacto y del procedimiento de ensayo. Se puede mencionar como punto importante de la prueba lo concerniente a la instrumentación. Esta consistió en la utilización de video, imágenes y señales. La fotografía no sirve de mucho si no está sincronizada con el evento. De todas formas, aunque así fuese, una fotografía de un momento no es muy útil. Por otro lado, el video sí es importante porque sirve para detectar causas de posibles fallos. Además de detectar mediante su uso deficiencias en el diseño. Es importante conocer cómo la pantalla va activando sus distintas partes a medida que el impacto comienza a recorrerla. Sin em-bargo, el video no sirve de mucho si no se conocen las deformaciones, o en su defecto las tensiones resistidas por cada elemento. Más aún, tampoco sirven las resis-tencias máximas de cada elemento si no se relacionan con los demás elementos, puesto que no se conoce el momento en que estos esfuerzos llegan a la pieza correspondiente para su activación.

Por otro lado, en los ensayos se pudo comprobar que la mayoría de los impactos se producía en un tiempo total de 1 segundo. Es decir, este es el tiempo en que la roca permanecía en la pantalla. Sin embargo, el tiempo mí-nimo en que se producía la mayor tensión en los cables correspondía aproximadamente a 0.2 segundo. Conocida esta información queda claro que hay pocos sistemas para hacer mediciones de carga en cada elemento y además en paralelo. Es por eso que se utilizaron galgas extensométricas. Posteriormente, mediante una curva esfuerzo-deformación se relaciona la deformación con la tensión de la pieza. Sin embargo, de nada sirve que la galga entregue una buena señal, si el equipo que la lee es lento en su medición. Para un evento de 0.2 segundo son necesarias al menos unas 100 mediciones. Esto de-fine una velocidad de 50 mediciones cada 0.1 segundo, es decir 500 mediciones en un segundo (500 Hz). Se hace esta explicación porque la mayoría de los equipos que registran las lecturas de las galgas extensométricas tienen una velocidad de lectura de 2 a 10 mediciones por segundo. Esto genera errores en la medición de un impacto, ya que se pierden peaks de carga entre medida y medida. Por tanto, 1000 mediciones por segundo es lo adecuado, cuando las máquinas dinámicas pueden medir fácilmente a 10 kHz.

La situación óptima consiste en hacer mediciones an-tes y después de cada elemento sometido a carga. Sin



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embargo, normalmente se tiene un módulo de pantalla para instalar e instrumentar consistente en tres paños. Esto da al menos 4 postes, 5 tirantes, y un mínimo de 6 tramos de cable. Esto define un total de 15 puntos para medir tensiones exclusivamente. Si se desea co-nocer la influencia de cada elemento mencionado en la disipación de energía se deberían hacer mediciones al principio y final del elemento. Esto duplica la canti-dad de puntos, es decir, un mínimo de 30 puntos. Esto significa que para evaluar bien un ensayo a escala real de una pantalla se necesita un equipo dinámico de al menos 1 kHz de velocidad. Este equipo debe disponer de al menos 31 canales para evaluar bien el compor-tamiento de la pantalla. No obstante, las galgas no pueden ser adheridas a los cables en forma directa. La vibración y elongación de los elementos las destruirían, ya que cada galga tiene una deformación máxima mucho menor que la que experimentan las partes de la pantalla. Para resolver este problema se diseñó una pieza auxiliar donde se instalarían las galgas, y que fue calibrada en laboratorio. Su sección hace que al mo-mento del impacto se deforme en el rango de trabajo de la galga, es decir reduce o incrementa el esfuerzo que llega a ella. De esta manera, la galga puede leer sin problemas esta deformación. Estas piezas se instalan antes y después de los objetos a medir, y no debiera distinguirse un comportamiento distinto en la red. Esto es debido a que los elementos son rígidos con una deformación mínima que no influye en la disipación energética de esta. No obstante, estos elementos pue-den sufrir errores de medición eléctrica por tres moti-vos: desequilibrio del puente de Weatstone, largo del cable y temperatura. Lo que se resuelve haciendo que el puente del Weatstone se construya con las 4 galgas del mismo fabricante o que la máquina complete el puente internamente. Además de que los cables sean excitados con un voltaje mayor al que se necesita en laboratorio y que las galgas sean conectadas a 3 hilos para compensar los errores de temperatura. De esta forma, el equipo tiene una precisión mayor.

Otro punto importante es la amplificación de la señal para obtener un valor que pueda ser fácilmente medido. También es importante el filtrado de la señal, el cual per-mite distinguir entre la señal emitida por el ensayo y el ruido ambiental o del equipo. Estas últimas son señales indeseadas, no correspondientes al ensayo.

De estos ensayos (López, 2007a), se obtiene como con-clusión que los valores dinámicos son mucho mayores que los estáticos. También se concluye que los valores máximos se dan en momentos distintos en cada elemen-to. Los esfuerzos viajan y se acomodan a lo largo del sis-tema. Esto genera la necesidad de conocer el momento y los valores de estos esfuerzos, ya que ellos definen si una pieza se activa o no y en qué momento.

Conclusiones

En general se puede concluir que existen dos tipos de ensayos, los dinámicos y los estáticos. Los dinámicos rea-lizados a escala natural se realizan a la pantalla completa y entregan una correcta y precisa información acerca del comportamiento dinámico tensional y deformacional de la red. Mientras que los ensayos estáticos son realizados a las partes componentes de la pantalla en laboratorio. Sirven para conocer a priori los valores de resistencia y deformación de las partes de la red. Además, sirven para realizar un diseño estático, pseudodinámico y en el mejor de los casos hacer simulaciones dinámicas a partir del comportamiento estático de los elementos. Todo esto permitido por la tecnología actual.

La realización de los ensayos estáticos es de un coste varias veces menor que el de la realización de un ensayo dinámico a escala real. Por tanto, la tendencia ha sido realizar ensayos de laboratorio estáticos. Posteriormen-te, por medio de simulación computacional e introdu-ciendo los valores de los ensayes estáticos se llega a un dimensionamiento de la pantalla completa. Sin embar-go, siempre es recomendable comprobar al menos una configuración con un ensayo a escala natural.

En los ensayos a las redes, ya sean mediante cargas pun-tuales o repartidas, la mayor desventaja es que se hace a una velocidad de carga lenta, al igual que los ensayos de cable y las uniones. Esto provoca la incertidumbre del comportamiento dinámico. Sin embargo, con los valores estáticos se pueden realizar simulaciones dinámicas.

Los ensayos de la unión han sido muy importantes en el momento del diseño, ya que los valores de tensión de la red pueden ser comparados con los de resistencia de la unión. De esta manera se puede saber si la red mantendrá su forma al momento del impacto. Sin estos ensayos no se conoce la fuerza de corte de la red, lo que puede inducir a que esta falle aunque todo el sistema restante este bien calculado.

Analizando las pruebas llevadas a cabo sobre las redes de cable se puede decir que los ensayos desarrollados de carga puntual y repartida representan bien el tamaño de una roca pequeña y grande, respectivamente. Sin em-bargo, en el caso del ensayo de carga repartida mediante los sacos de arena no se distribuye la carga íntegramente a través de todos los sacos. Lo que ocurre es que existe un bulbo de presión que distribuye la fuerza aplicada por la placa a través de algunos sacos, que si bien es cierto no permite abarcar el total de la red, aumenta el área de contacto de la placa donde se aplica la fuerza. Este incremento del área distribuye mejor las tensiones sobre la red, pero no es posible conocer a ciencia cierta el área donde se distribuye la carga en los sacos. El área



solo se puede calcular mediante el análisis numérico hecho por Castro-Fresno et al., 2008.

Con respecto a los ensayos en escala natural, es nece-sario tener una adecuada instrumentación, consistente en un lector continuo con al menos 500 mediciones por

segundo. Esto se debe a que las cargas máximas ocurren entre los 0.2 y 0.8 segundo. Por tanto, se deben medir cargas cada 0.1 segundo lo que hace necesarios unos 50 puntos por cada 0.1 segundo. Estas mediciones deben ser medidas al mismo tiempo en varias piezas para poder conocer el flujo de los esfuerzos de la red.

Referencias

1. Castro-Fresno D., López L., Blanco E., Zamora D. (2009). Design and Evaluation of Two Laboratory Tests for the Meshes of a Flexible Stabilization System Anchored to the Slope. Geotechnical Testing Journal. Editorial Office American Institute of Physics. Article accepted for publication on 2009.

2. Castro-Fresno, D., Del Coz, J., López, L., and García, P. (2008). “Evaluation of the Resistant Capacity of Cable Nets Using the Finite Element Method and Experimental Validation” Engineering Geology, Elsevier, Amsterdam, The Netherlands, Vol. 100, pp. 1–10.

3. Cazzani, A., Mongiovì, L. & Frenez, T. (2002), “Dynamic Finite Element Analysis of Interceptive Devices for Falling Rocks”, International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, vol. 39, no. 3, pp. 303-321.

4. Del Coz, J. J., García, P. J., Castro, D., and Blanco, E. (2009). “Nonlinear Analysis of Cable Networks by FEM and Experimental Validation”, International Journal of Computer Mathematics, SI-CMMSE-2007, Taylor & Francis, London, UK.

5. Fonseca, R. (1995). Tesis Doctoral, Desarrollo de Nuevos Sistemas de Protección de Taludes y Laderas Rocosas: Pantallas Dinámicas. Universidad de Cantabria. Santander, España.

6. López, L. (2007a). Desarrollo y Análisis de Una Pantalla Dinámica para la Disipación de Impactos de Baja Energía, como Elemento de Protección Contra la Caída de Rocas, Utilizando Modelos Matemáticos, Programas de Elementos Finitos y Ensayos de Laboratorio, Tomando en Cuenta Variables Dinámicas. Tesis Doctoral. Universidad de Cantabria. España.

7. López, L. et al. (2007b). “Desarrollo de Pantallas Dinámicas para la Protección de Caída de Rocas. El Caso de MTC”. VI Congreso Chileno de Geotecnia.

8. López, L. y Castro Fresno, D. (2009). “Investigación, Desarrollo y Aplicación de un Sistema de Estabilización de Taludes con Redes de Cables”. Desafíos y Avances de la Geotecnia Joven en Sudamérica. III Conferencia Sudamericana de Ingenieros Geotécnicos Jóvenes, Córdoba, Argentina. p.p. 165-168.

9. Sasiharan, N., Muhunthan, B., Badger, T.C., Shu, S. & Carradine, D.M. (2006). “Numerical Analysis of the Performance of Wire Mesh and Cable Net Rockfall Protection Systems”, Engineering Geology, vol. 88, no. 1-2, pp. 121-132.

10. Smith, D. y Duffy, J. (1990). Field Test and Evaluation of Rockfall Restraining Nets, California Department of Transportation Materials and Research, Report No. CA/TL 90/05, June. LA. USA.


Rectangular Shallow

Foundations

Optimal Design.

Formulation

Diseño Óptimo de Cimentaciones Superficiales Rectangulares. Formulación

Autores

CHAGOYÉN, E. - NEGRÍN, A. Profesores titulares. Depto. Ingeniería Civil, Facultad de Construcciones, Universidad Central de las Villas, Santa Clara, Cuba


Fecha de recepción


30/10/2009

17/11/2009

CABRERA, M. - LÓPEZ, L. - PADRÓN, N. Ingenieros civiles. Facultad de Construcciones, Universidad Central de las Villas, Santa Clara, Cuba


[] Chagoyén, E. - Negrín, A. - Cabrera, M. - López, L. - Padrón, N.

En el trabajo se presentan las considera-ciones iniciales y la metodología necesa-ria para formular un problema de diseño óptimo de cimentaciones superficiales rectangulares en suelos con diferentes esquemas de resistencia a cortante: friccionales, cohesivos y c-φ, tomando como función objetivo el costo directo mínimo de la solución. La formulación matemática del problema en régimen

Paper deal with initial considerations and the necessary methodology to formulate a problem of optimal design of rectangular shallow foundations in soils with different shear resistance: frictional, cohesive and c – φ soils. Selected function objective: minimum cost of the solution. The mathematical formulation of the problem in regime of optimization includes the

de optimización incluye la definición de la función objetivo, la caracterización de las principales variables que intervienen en el problema (tanto variables externas como internas), así como la definición de las restricciones y parámetros asignados, etapas que deben desarrollarse durante el proceso de optimización, lo cual deja el problema listo para su solución, de la cual tratará un próximo trabajo.

definition of the function objective, the characterization of the main variables that influence the problem (external as internal variables), as well as the definition of the restrictions and assigned parameters, steps that should be followed during the process of optimization, which set the problem ready for its solution, which will be presented in another paper.

Abstract

Key words: Optimal design, optimization, foundations.

Palabras clave: Diseño óptimo, optimización, cimentaciones.

Resumen


páginas: 60 - 71 Chagoyén, E. - Negrín, A. - Cabrera, M. - López, L. - Padrón, N.

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I. Introducción

La optimización persigue indicar de forma cuantitativa y cualitativa con una base verdaderamente objetiva y científica, cuál es la mejor solución para un problema determinado. El principio metodológico de la misma radica en modelar matemáticamente los principales rasgos y características que definen las cualidades de los problemas ingenieriles, así como las restricciones de comportamiento, tecnológicas, ecológicas, etc. a que estos están sometidos, para luego, mediante un algoritmo o método matemático encontrar cuál es la respuesta o solución más adecuada (óptima).

Existe mucha literatura científica sobre el tema de opti-mización de elementos estructurales varios, sin embargo existe hasta ahora muy poco sobre la optimización de cimentaciones superficiales y en Cuba se han realizado trabajos precedentes en la temática, pero no con el nivel de conocimientos actuales sobre diseño geotécnico y estructural, ni la formulación del diseño óptimo de cimen-taciones sobre bases científicas en todos los casos.

Si se toma en cuenta que el diseño de los cimientos rectangulares superficiales aislados, que todavía son la tipología más usada, por ser el soporte indicado a superestructuras tipo esqueleto (también las más fre-cuentes en la práctica), representa costos directos en algunas estructuras que sobrepasan el 25% del costo total, mientras que en otros países ese indicador oscila entre 15% a 25% (Quevedo, 1987), se comprenderá la importancia de este trabajo. Finalmente no existen tampoco recomendaciones elaboradas para el diseño geotécnico y estructural de cimentaciones superficiales tendientes a minimizar el costo de este elemento du-rante la etapa de diseño.

1.1 Trabajos de investigadores cubanos sobre optimización de cimentaciones superficiales

Penado y Le Duc Phuc (1982 a y b) abordan el tema parcialmente al formular un método para determinar el área mínima de cimentación en cimientos rectangulares aislados. Aunque este método es correcto teóricamente, tal y como se plantea en el propio trabajo, la obtención del área mínima de cimentación no representa el costo mínimo de la solución, la cual depende de muchas otras variables, entre las que se encuentran la rectangularidad, el peralto, la profundidad de cimentación, etc. y además la solución matemática es “rudimentaria”.

Quevedo, Lima y Bien Tran Quoc (1983) presentan un trabajo sobre rectangularidad económica en cimientos superficiales aislados, que sin tener una formulación en régimen de optimización, resolvió el problema para el

nivel de los conocimientos geotécnicos y estructurales vigentes en aquel momento, brindando tablas para es-coger la rectangularidad que producía una solución de costo mínimo en función de la profundidad de cimen-tación, el esfuerzo admisible del suelo y la excentricidad inicial de las cargas actuantes sobre la cimentación y un análisis interesante de los resultados obtenidos.

En años posteriores se siguen desarrollando investiga-ciones, sobre todo de diseño óptimo de estructuras, destacándose las realizadas Negrín (1988, 2005, 2009) y por Castellanos (2000). También se pueden citar los trabajos de Ruiz (1996, 2001) que demuestran técnica y científicamente la sustitución de la forma geométrica tradicional de las cimentaciones y aplica una nueva con-cepción que resulta confiable, durable y más económica, aunque no puede hablarse como tal de optimización en dichos trabajos. Este investigador ha hecho una mode-lación del subsistema dual cimentación–suelo novedosa, a partir de tipologías ingeniosas que aprovechan al máximo la capacidad del suelo. El primer trabajo no es exactamente de optimización, pero sí establece una valoración económica de la tipología de cimentación más racional para los casos estudiados.

Gómez y Morales (2000) abordan el tema de la optimi-zación y confeccionan un esquema para el Diseño Óp-timo Asistido por Computadoras, elaboran un modelo matemático para resolver la optimización de vigas de hormigón armado y cimentaciones aisladas superfi-ciales, así como confeccionan un software de diseño y optimización de vigas de secciones “T” y rectangulares para tres condiciones de apoyo: simplemente apoyadas, empotradas - articuladas y empotradas - empotradas y de cimentaciones aisladas superficiales rectangulares. La función objetivo fue la de costo y se desarrolló la programación del programa de computación Galileo, que permite la optimización y el diseño de las estructu-ras antes mencionadas y cuyo núcleo lo constituye un Algoritmo Genético, pero aún el sistema de restricciones y ecuaciones de estado refleja un nivel no actual de los conocimientos sobre diseño geotécnico y estructural de estos elementos.

II. Desarrollo

II.1 Metodología para formular y resolver un problema de optimización

Para dar solución a un problema de optimización en general, es recomendable seguir la metodología que se muestran a continuación (Negrín 1988, 2009):1. Selección del Criterio de Optimización.2. Elaboración de la Función Objetivo.



3. Definición de los Parámetros Variables.a) Variables de Diseño.b) Parámetros Asignados.

4. Definición de las Restricciones.a) Restricciones de Diseño.b) Restricciones de Comportamiento.

5. Selección del Método Matemático de Solución.6. Solución del problema de optimización.

Seguidamente se aplica esta metodología general al caso particular del diseño óptimo de cimientos superficiales rectangulares, abarcando los aspectos relacionados con la formulación del mismo (aspectos 1 al 4).

II.2 Criterios de optimización

La clave de la optimización de estructuras se encuentra en la elección en el criterio de optimización para las solu-ciones previstas, de la elección correcta de dicho criterio depende directamente que se reciban resultados que en la realidad sean óptimos. Se deben proyectar estructuras teniendo en cuenta las exigencias de la economía, tecno-logía, durabilidad y seguridad (Negrín, 2009). En nuestro caso: diseño óptimo de cimentaciones superficiales rectan-gulares, lo que se pretende es encontrar la combinación de las variables de diseño que, a partir de un estudio de las cargas actuantes para determinadas estructuras típicas por su función arquitectónica, considerando los escenarios que imponen las diferentes condiciones ingeniero-geoló-gicas que pudieran presentarse y cumpliendo con todas las restricciones impuestas por las diferentes normativas, determinen un diseño geotécnico y estructural de costo mínimo y por tanto la mejor solución posible.

Es importante señalar que el criterio de costo mínimo es el más usado en el diseño óptimo de estructuras de hormigón armado fabricadas in situ, Baykov (1981); Castellanos (2000); Hernández (1991) y Negrín (2009). Cuando se habla de mínimo costo se puede hacer re-ferencia a la minimización del costo de los materiales, de la elaboración, de la transportación, a la suma de varios de estos, etc.

II.3 Formulación del modelo para el diseño optimo de cimientos rectangulares aislados de hormigón armado

En nuestro caso, el modelo se refiere a cimentaciones superficiales rectangulares, que constituyen la tipología de cimentación más usada cuando se trata de superes-tructuras en forma de esqueleto, y que trasmiten las cargas a la subestructura en forma de fuerzas que se modelan como concentradas, ya sea como resultado de una análisis plano como el que se muestra en la Figura 1,

o 3D, el cual incorporaría además fuerzas horizontales y momentos flectores en dos direcciones.

El diseño de la cimentación debe satisfacer adecuada-mente varios requisitos, derivados de su definición como elementos estructural que sirve de transición entre la superestructura y la base, debiendo garantizar la tras-misión de las cargas de forma tal que no se produzca la rotura de la base, ni que esta se deforme tanto que dañe elementos de la superestructura soportados, y tener una profundidad de cimentación que no se produzcan fenó-menos indeseables como la socavación, subpresiones y otros que dañen la base o la propia cimentación, siendo finalmente el mismo un elemento autoportante desde el punto de vista estructural.

Todo ello hace que durante el proceso se agrupen los criterios o requisitos de diseño en dos categorías para su mejor comprensión:

I) Diseño geotécnico: que debe abarcar como requi-sitos fundamentales:a) Que la cimentación tenga un adecuado factor de

seguridad al vuelco.b) Que la cimentación tenga un adecuado factor de

seguridad al deslizamiento.c) Que la cimentación tenga un adecuado factor de

seguridad a la falla por capacidad de carga.d) Que la base bajo la cimentación no se deforme tanto

que dañe a alguno de los elementos soportados.e) Que la cimentación tenga una profundidad de

cimentación df tal, que la haga segura ante fe-nómenos indeseables como la socavación, sub-presiones, etc.

Figura 1Geometría y cargas del modelo a optimizar:

cimiento superficial rectangualr, bajo análisis plano



]

Los tres primeros requisitos a su vez se agrupan bajo el Diseño por Estabilidad o Primer Estado Límite, si como en nuestro caso se utiliza el método de los Estados Lími-tes durante el diseño geotécnico (Quevedo et al., 2002), mientras que el cuarto criterio está relacionado con el diseño por Deformación o Segundo Estado Límite. El último de los requisitos tiene carácter general y debe ser satisfecho en todos los casos (Quevedo et al. (2002)).

De este primer grupo de requisitos se determinan como variables de diseño:1. La profundidad de cimentación, df.2. Las dimensiones en planta de la base de la cimenta-

ción: B y L.

Son estas precisamente unas de las principales variables objeto de optimización, la cual pudiera en este caso formularse de varias formas, o desde varios puntos de vista con respecto a estas variables, por ejemplo:a. ¿Cuál es la relación entre los lados B y L (rectangulari-

dad) de la cimentación que produce un costo mínimo en la solución?

b. ¿Cuál es la profundidad de cimentación que garantiza el costo mínimo de la solución?

Estas dos interrogantes pueden resolverse con la formu-lación que se plantea en este trabajo.

II) Diseño estructural: el cual tiende a satisfacer el último de los requisitos que deben cumplir estos elementos de ser autoportantes, como resultado del cual se determinan el resto de las variables que definen el costo de la solución, a saber:1. Resistencia del hormigón y el acero a emplear (fć

y fy),2. Espesor del plato, h.3. Cuantías y posición del refuerzo del plato y del

pedestal o vaso.4. Dimensiones del pedestal o vaso, bc y lc.

El espesor del plato se fijará de una de las condiciones que resulte crítica entre las siguientes:a) Resistencia al punzonamiento.b) Resistencia al cortante.c) Resistencia a la flexión (positiva y/o negativa)

Con respecto a esta variable también pudieran plantear-se problemas de optimización, si tomamos en cuenta que el peralto de la losa de cimentación una vez que cumpla con las condiciones planteadas anteriormente, determina la cantidad de refuerzo requerida en el pla-to, por lo que para esta variable el problema pudiera formularse de la siguiente forma:a. ¿Cuál sería el peralto del plato que produciría la solución óptima?

Este problema en la forma planteada, no será abordado por ahora.

Es importante tener en cuenta que el primer diseño condiciona al segundo, o sea, la elección del tipo de distribución de presiones para el diseño estructural está en función de los resultados del diseño geotécnico, lo que evidencia la continuidad que debe existir entre el diseño geotécnico y estructural de la cimentación, como elemento único. (Chagoyén y Broche, 2002)

Otro aspecto a tener en cuenta para el diseño estructural es el comportamiento del cimiento el cual se modela o representa mediante dos situaciones extremas:• Como elemento flexible: cuando existe compatibi-

lidad entre las deformaciones del plato de la cimen-tación (siendo estas relativamente apreciables) y de la base de la misma.

• Como elemento rígido: cuando el plato de la ci-mentación se asienta de manera prácticamente uni-forme, no existiendo diferencias apreciables entre las deformaciones de sus distintos puntos.

Como en los casos de diseño lo que se busca es el pe-ralto, y por tanto este es una incógnita para determinar la frontera entre cimiento rígido o flexible los criterios que se emplean son geométricos:- Si d ≤ ½ Vuelo Mayor, entonces puede diseñarse

como elemento flexible.- Si d > ½ Vuelo Mayor, entonces puede diseñarse

como elemento rígido,Siendo d el valor de peralto efectivo del plato (ver Fi-gura 2).

Figura 2Parámetros geotécnicos y estructurales del modelo



II.4 Determinación del costo de la solución en Cuba.

El presupuesto de los servicios de construcción es el resultado de la valoración de todas las acciones que se prevén realizar para llevar a cabo los trabajos de cons-trucción y montaje de las partes que componen una obra, objetos de obra, agrupaciones productivas, etc., y se regulan por el Sistema Presupuestario de la Cons-trucción en Cuba, PRECONS II (MICONS (2008).

Los costos en la construcción están estructurados en costos directos y costos indirectos, estos últimos ge-neralmente se toman como una parte de los costos directos en función de la productividad de determinadas empresas. Los costos o gastos directos se componen de las siguientes partidas (Figura 3):

Estas partidas se definen de la siguiente forma:

GD Materiales: Bajo este concepto dentro de los Costos Directos, se contempla el aporte unitario de materiales corresponde a la cantidad de material o insumo que se requiere por unidad de medida (m3, m2, etcétera). Las cantidades con que cada uno de ellos participa dentro del costo directo, se puede determinar en base a PRE-CONS II. Estos costos, en síntesis, implican los costos de adquisición, carga, transporte, descarga y mermas, en su caso.

GD mano de obra: comprende todos los gastos en que incurre el personal ocupado en la ejecución de los trabajos de construcción de la obra, por los conceptos de salarios, las disposiciones vigentes en materia tributaria, incrementos salariales por autorizaciones especiales, antigüedad, descanso retribuido, seguridad social y otras autorizadas, según la legislación vigente y que están contenidos en las Normas Presupuestarias.

Este costo se puede dividir en sus dos partes:• El costo de un obrero de construcción civil por hora o

también llamado comúnmente costo hora-hombre.• El rendimiento de un obrero o cuadrilla de obreros

para ejecutar un determinado trabajo, parámetro muy variable y que de no darse los criterios asumidos por el analista puede llevar al atraso y/o pérdida econó-mica de una obra.

GD Uso de equipos: Comprende todos los gastos relacionados con la explotación de los equipos de cons-trucción que incluye valor de adquisición, depreciación, seguros, impuestos e intereses para el caso de costo de posesión y mantenimiento y reparación, combustibles, lubricantes, filtros, neumáticos, etc. en cuanto a los costos de operación.

Estos tres gastos conforman los Costos Base a los cuales se suman Otros Gastos Directos de Obra (OGDO) y Gas-tos Generales Directos de Obra (GGDO), que incluyen visitas de especialistas a la obra, pruebas de calidad, actividades de replanteo y preparación técnica de la obra, gastos administrativos, elaboración de ofertas respectivamente.

Luego se puede presentar la siguiente ecuación para los costos o gastos directos:

GD = Costos base + OGDO + GGDO (1)

II.5 Función objetivo

La función objetivo es la expresión analítica del criterio de optimización seleccionado. En este trabajo el análisis está dirigido a minimizar el costo total de una cimenta-ción superficial aislada. La función objetivo resulta en este caso una función escalar, ya que predomina un solo criterio de optimización.

El código presupuestario vigente en nuestro país en la actualidad es el PRECONS II (MICONS (2008)), por lo que el análisis de costos se hará teniendo en cuenta lo esti-pulado en este código y el modelo matemático que eva-lúa la función objetivo responde a estas consideraciones. Es necesario aclarar que para este caso el presupuesto será el correspondiente al costo de construcción del elemento, debido a que el mismo está calculado sobre la base de los renglones variantes que conforman las actividades necesarias para la ejecución del elemento, sin tener en cuenta los costos indirectos que reflejan la localidad y otros aspectos no directamente relacionados con la eficiencia de la solución propuesta.

La función objetivo para el caso de cimentaciones su-perficiales podría estar definida por:

Ctotal = Cexc + Cenc + Cacero + Chorm + Creh → Mínimo (2)

Figura 3Esquema de los costos directos en la construcción



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Donde:Cexc, Cenc, Cacero, Chorm, Creh: son, expresados en pesos cu-banos ($) respectivamente, los costos de la excavación, de encofrado y desencofre, de elaboración y colocación de acero, de hormigonado y de rehincho.

El costo de estas actividades está representado de ma-nera general por una expresión que puede adoptar la siguiente forma:

Cact. = Vact. * CUact. (3)

Donde:Cact. : Costo de la actividad. Se expresa en pesos ($)Vact. : Volumen de trabajo de la actividad. (U.M)Cuact. : Costo unitario de la actividad. Se expresa en

pesos por la U. M. considerada ($/U.M.)

Específicamente para el caso de la excavación se escri-biría como a continuación:

Cexc. = Vexc. * CUexc. (4)

Siendo:Vexc. : Volumen de excavación (m3)CUexc. : Costo unitario de la excavación ($/m3)Cexc. : Costo total de excavación, en pesos ($)

Obteniéndose un resultado presupuestario en pesos equivalente al costo de la actividad.

Para determinar el costo unitario de la excavación, por ejemplo, se tomará el costo directo total de la Tabla 1 que aparece en el PRECONS. El costo se diferencia en-tre la excavación manual y la mecanizada (para tierra común) en función del área en planta de la excavación (Tabla 1).

En el caso del encofrado (se incluyen tanto las activi-dades de encofre como desencofre) según se define en el PRECONS II. Con las demás actividades se procederá de la misma manera.

II.5.1 Consideraciones generales para el cálculo de los costos de la solución

Durante la determinación del costo de la solución, se realiza una serie de consideraciones, con el propósito de unificar los cálculos y simplificar o regularizar un tanto las diversas situaciones que pueden presentarse. Entre estas podemos enumerar:En las actividades relacionadas con la excavación se

considerara que al menos un 10% de la misma se rea-lizará de forma manual, siguiendo el concepto de que la terminación de las mismas debe hacerse manual para alterar lo menos posible el terreno (perfilado).

En las actividades que abarcan el encofrado y desen-cofrado, para el costo de la madera se considera un uso de la misma de hasta 5 veces.

El costo del acero se divide en dos partidas: Costo de elaboración y Costo de colocación.

Para ambos procesos los resultados de costos devol-verán un valor en pesos por cada tonelada ($/t), este resultado se ajusta dividiendo el peso de las barras de cada diámetro en Kgf por 1000 y multiplicando por el precio unitario de la tonelada de acero para barras del diámetro correspondiente.

En la actividad de hormigonado se considerarán tres resistencias del hormigón f’c = 20, 25 y 30MPa, y se tomará en cuenta el uso de aditivo para el caso del costo de elaboración (el vertido es para cualquier calidad). Además se incluye el volumen de hormigón del vaso, porque para el caso de naves industriales este se considera hormigonado in situ.

Código Descripción U.MCostos Directos Peso

Total (Kg)Total Sin Mat Mat Mo Eq

12 Excavaciones

12121 En tierra hasta 4 m2 de seccion en planta hasta 1.60 m de profundidad (manual)

m3 9.75 9.75 0 9.75 0 0

12122 En tierra hasta 4 m2 de seccion en planta hasta 2 m de profundidad (mecanizada)

m3 0.48 0.48 0 0.06 0.42 0

12123 En tierra de 4 a 20 m2 de seccion en planta hasta 5 m de profundidad (mec.)

m3 0.39 0.39 0 0.03 0.36 0

12124 En tierra de más de 20 m2 de sección en planta, hasta 5 m de profundidad (mec.)

m3 0.28 0.28 0 0.02 0.26 0

Tabla 1Costos de excavación según PRECONS II



El volumen de trabajo del rehincho se determina restando el volumen de hormigonado del de la ex-cavación, se considerara el rehincho compactado mecanizadamente.

La influencia de los costos indirectos no se analizará porque complicarían mucho el problema de obtener los costos mínimos, además en la práctica estos se fijan como una porción de los costos directos, según PRECONS II (MICONS (2008)).

II.6 Parámetros variables

Los parámetros variables según su comportamiento en el proceso de optimización se pueden dividir en pará-metros asignados y variables de diseño. Las variables de diseño son un conjunto discreto de parámetros en cuyos términos se describe el objeto a diseñar mediante un modelo de diseño, y cuyo valor óptimo debe hallarse. Además dependen de los parámetros asignados y por lo tanto cambian sus valores durante el proceso de optimización.

Debe señalarse que una misma cualidad se puede se-leccionar como variable de diseño o como parámetro asignado en dependencia de las características del pro-blema que se esté analizando.

Es importante señalar que las constantes y variables de diseño han de definir completamente las propieda-des fundamentales de la formulación matemática. El diseñador, por tanto, debe realizar esta elección ade-cuadamente de manera que el diseño sea admisible y satisfactorio (Negrín 1988).

Las variables, desde el punto de vista físico se pueden agrupar de la siguiente forma:1. Las propiedades físicas o mecánicas de los ma-

teriales: estas se refieren, por ejemplo, a las resis-tencias del hormigón y del acero, fć y fy.

2. Áreas y formas de las secciones transversales de los miembros: peraltos (d), anchos (B y L), inercias, rectangularidad (B/L), etc.

3. Tipología de la estructura: condiciones de apoyo; disposición de las armaduras; requerimientos de continuidad entre diferentes elementos, número de ellos, forma específica de cada uno.

4. La configuración o forma geométrica de la es-tructura: comprende las coordenadas de las juntas, la posición de los apoyos, etcétera.

Las variables pueden dividirse también de acuerdo a la relación entre ellas, en:1. Parámetros variables externos: Son aquellas va-

riables que no dependen de otras o sea que se fijan

antes de comenzar el problema, por ejemplo: f’c, fy, γ1, γ2, φ y/o c, df, cargas (M, H, N´) y sus combinacio-nes.

2. Parámetros variables internos: Son aquellas va-riables que dependen de las variables externas, por ejemplo: B, L, h, cuantías de refuerzo, rectangulari-dad, y excentricidad inicial de las cargas y sus com-binaciones, e0.

Las principales variables a tener en cuenta en nuestro problema son las siguientes:• Cargas: (valores de solicitaciones a nivel de cimen-

tación, M, H, N´ derivadas de la acción de cargas temporales ó vivas, cargas permanentes ó muertas, carga ecológica de viento, cargas tecnológicas, etc., y sus combinaciones probables para cada estado límite o condición de diseño). Estas a su vez condicionan algunas variables internas como la excentricidad inicial e0 de las cargas o excentricidad sin tomar en cuenta el peso del cimiento y del relleno.

• Materiales: resistencia del acero y hormigón fy y fć; para el acero se tomó fy = 300 MPa y para el hormi-gón se tomaron valores de fć = 20 MPa, 25 MPa y 30 MPa, que son los más frecuentes en estos tipos de elementos de acuerdo a las condiciones del medio y las disposiciones de durabilidad de estos elementos. Los parámetros físico-mecánicos de suelos, como son: peso específico de los suelos γ, se tomó para el suelo por encima del nivel de cimentación, es decir los suelos de relleno, γ1 = 17.5 kN/m3 y para el suelo de la base se tomó γ2 = 17.5 kN/m3. Para los suelos arenosos, el ángulo de fricción interna φ y el módulo de deformación E, que se tomó con sus valores más frecuentes de acuerdo a las correlaciones existentes (Quevedo 1994), en el caso de los suelos cohesivos, el parámetro de resistencia a cortante tomado fue la cohesión c, en kPa y además igualmente se tomó el módulo de deformación E.

Propiedades de los suelos friccionales:

Valor de φ, en º

Valor de E, kPa

Valor de φ, en º

Valor de E, kPa

28 15 000 36 38 00030 18 000 38 44 00032 23 000 40 45 00034 30 000 - -

Propiedades de los suelos cohesivos:

Valor de c, en kPa

Valor de E, kPa

Valor de c, en kPa

Valor de E, kPa

50 8 000 90 24 00060 12 000 100 26 00070 16 000 110 30 00080 20 000 - -



]

• Variables Geométricas: entre las que están:oProfundidad de cimentación (df): Se tomó en

el intervalo entre 1.5 m a 3 m, con incrementos de 0.5 m, como los valores más frecuentes, de acuerdo a las soluciones que se adoptan normal-mente en edificaciones, en las que otros subsiste-mas dentro del edificio, como las instalaciones o canalizaciones y las propias condiciones ingeniero geológicas, señalan esos valores como límites aceptables para dicha variable.

oDimensiones o lados de la cimentación, L y B.oRectangularidad de la base, tomada como B/L.oPeralto de la cimentación, total: h y efectivo, d.oCuantías de refuerzo del plato en ambas di-

recciones.oDimensiones y refuerzo del pedestal o vaso.

Del análisis de la literatura consultada se puede inferir que algunas de las variables no ejercen influencia signi-ficativa durante el proceso de optimización. Entre ellas señalamos a la calidad del acero y del hormigón (Negrín, 1988). De esta manera el problema queda reducido esencialmente a las cargas, los valores de excentricidad, las propiedades del suelo y la profundidad de cimenta-ción. Los valores de momento y carga axial no ofrecen resultados que se diferencian significativamente, sino que es la excentricidad inicial e0 la que mayor influencia ejerce en el proceso, por lo que queda determinado que las tres variables restantes son las fundamentales, según Quevedo, Lima y Bien Tran Quoc (1983).

II.7 Parámetros asignados

Es frecuente expresar las propiedades fundamentales del modelo de diseño en función de una serie de pará-metros. Estos parámetros se denominan constantes o variables de diseño según su valor se encuentre inicial-mente prefijado o no.

Aquellas cualidades cuyos valores son fijados por el investigador antes del cálculo y que por lo tanto per-manecen constantes durante todo el proceso, se les denominará como parámetros asignados.

En nuestro caso, para su mejor comprensión hemos agrupado los parámetros asignados de acuerdo a su relación con el proceso de diseño en Geotécnicos, Es-tructurales y Constructivos.

a. Parámetros geotécnicos1. Se considerará la base de cimentación homogénea,

sin presencia de nivel freático, ni por encima ni por debajo de la cimentación (ver Figura 4). Por encima del nivel de cimentación se supondrá que el suelo está constituido por un relleno de γ1 = 17.5 kN/m3 de peso

específico. Esto simplifica notablemente la dependen-cia de la capacidad de carga con la profundidad de cimentación. Por debajo del nivel de cimentación el peso específico se adoptará como γ2 = 17.5 kN/m3.

2. La profundidad de cimentación df, se estudiará to-mando en cuenta valores entre de 1.5 y 3 m.

3. Se tomaron las condiciones de trabajo de la base como normales lo que significa que no existen mani-festaciones de empantanamiento o desplazamiento, el desarrollo cársico está limitado en extensión y profundidad, las oquedades o grietas están rellenas y sus dimensiones son muy pequeñas. Existen diferen-tes elementos litológicos (suelos, rocas, semirrocas) su correlación es simple y sus características físico-mecánicas son similares. Las estructuras geológicas y geomorfológicas son simples aunque existen pliegues poco desarrollados. Los suelos aluviales, eluviales y deluviales tienen una estratificación y distribución bien definidas, esto es prácticamente horizontal (buzamiento pequeño), existiendo poca variabilidad de sus propiedades físico-mecánicas. Las arcillas son duras o firmes, las gravas y arenas compactas a me-dias y las aguas subterráneas tienen poca influencia sobre la cimentación (Quevedo et al., 2002).

4. La importancia del fallo se catalogará como grave lo que significa que aquí se encuentran obras en las que su fallo tiene la probabilidad de ocasionar pocas pérdidas de vidas humanas, económicas y ecológicas, tales como edificios de viviendas de 4 a 12 plantas y sociales entre 3 y 12 plantas, silos entre 15 y 30 m e industrias, alma-cenes obras de fábrica e instalaciones de importancia económica media (Quevedo et al., 2002).

5. Los coeficientes γc1 y γc2 que valoran las condiciones de trabajo del suelo y tipos de estructuras respecti-vamente, se tomarán de la siguiente forma:

Para arenas se supondrá γc1=1.25

Figura 4Parámetros geotécnicos del modelo



Para arcillas se supondrá γc1 = 1.2; que corresponde a 0.25 ≤ IL ≤ 0.5

Los valores de γc2 serán: Para naves industriales con relación L/H ≥ 4; γc2=1 Para el resto de las edificaciones L/H = 2.75; γc2=1.056. En el diseño geotécnico por el primer estado límite se

adoptarán las siguientes combinaciones de carga:- Edificios sociales 1.4 D 1.2D + 1.3 W 1.2D + 1.6L + 0.8W 1.2D + 1.6L 0.9D +1.3W - Se añaden para edificios industriales: 1.2D + 1.4CTecn 0.9D + 1.4CTecn Siendo CTecn, la carga tecnológica en naves indus-

triales, producidas por grúas puente.7. En el diseño geotécnico por el segundo estado límite

se adoptará la combinación de CP con sus valores normativos, pues se considera en edificios industria-les que la CT es de muy corta duración y no provoca asentamientos en las bases de las cimentaciones.

8. En el diseño geotécnico por el segundo estado lí-mite se comprobarán los asentamientos absolutos solamente y se considerará comportamiento en la etapa lineal o no lineal del suelo, en función de las presiones ejercidas sobre la base.

9. Las características físico-mecánicas del suelo se toma-rán de las tablas por lo que el coeficiente de fiabilidad se toma, k = 1.1 en la determinación de R’ (esfuerzo limite de linealidad del suelo).

b. Parámetros estructurales1. El diseño del peralto del plato se realizará a partir del

mínimo necesario por condiciones de punzonamien-to, cortante y refuerzo por flexión negativa.

2. Se estudiará la solución de cimiento de hormigón armado y no de hormigón masivo.

3. La frontera entre comportamiento rígido y flexible se adopta de acuerdo a lo que establece la propuesta de norma cubana para el diseño estructural de cimenta-ciones (Chagoyén y Broche, 2002), que plantea que el cimiento se considera flexible si h ≤ Vuelo/2, donde h es el espesor efectivo del plato de la cimentación y Vuelo es el voladizo de la losa que conforma el plato, por fuera del pedestal o columna.

4. Las combinaciones de carga serán las mismas que para el diseño geotécnico por el primer estado límite que se muestran en el punto 6 de los parámetros asignados de tipo geotécnico.

c. Parámetros constructivos1. Los recubrimientos que se utilizarán serán los estable-

cidos por la propuesta de norma (Chagoyén y Broche, 2002), con un valor de 7 cm.

2. No se utilizará hormigón de sellaje en el fondo de la excavación.

3. El refuerzo estará constituido siempre por barras corrugadas.

4. La excavación se realizará de forma aislada para cada cimiento, analizando la inclinación que puede soportar el suelo y la estabilidad de talud de los mis-mos. En los distintos tipos de arcillas que se pretende trabajar, el coeficiente de estabilidad m es mayor que los que aparecen en el ábaco de la figura 11.7 a, de Sowers y Sowers (1978) con un factor de profundi-dad nd = 1(falla de pie de talud) por tanto se pueden realizar excavaciones que permiten taludes verticales (β = 90º) o próximos a él, empleando el uso de co-dales en la superficie de terreno en excavación (ver Figura 5). En suelos friccionales, la inclinación de los taludes de la excavación variará en función del ángulo de fricción interna (φ) del estrato donde se apoya la cimentación. Por ejemplo para φ = 30º, el talud de la excavación tendrá inclinación de β = 30º, y así para todo el intervalo de variación de φ (Figura 5).

5. La distancia entre el pie del talud y el plato del cimien-to se tomará 0.75 m, para facilitar el desplazamiento de los obreros durante los trabajos.

II.8 Ecuaciones de estado y restricciones

Las restricciones son todos aquellos valores que tienen que satisfacer, como condiciones, los parámetros va-riables para considerar que un diseño es correcto, se definen matemáticamente como limitaciones específicas inferiores, superiores o de igualdad impuestas sobre las variables de diseño o sobre los parámetros asignados en forma de ecuaciones e inecuaciones, que se expresan en la forma:

G (X, P, …) ≤ 0 (5)

Figura 5Parámetros constructivos asignados,

relacionados con la excavación



]

Existen dos tipos de restricciones:Restricciones de diseño: son aquéllas impuestas a los parámetros variables y aparecen por varias razones, tales como funcionalidad, fabricación, transporte o es-tética, y pueden presentarse como: Xmín ≤ X ≤ Xmáx. Un ejemplo de este tipo de restricción lo tenemos en los límites impuestos a la profundidad de cimentación para el análisis: 1.5 m ≤ df ≤ 3 m.Restricciones de comportamiento: algunos autores las llaman ecuaciones de estado y son aquellas que tienen que ver con el cumplimiento de los estados límites, es decir, son los valores que deben cumplir los parámetros variables para satisfacer los requisitos de comportamiento.

Casi siempre las restricciones de comportamiento son fijadas por las normas de diseño, por ejemplo, magnitud de las tensiones permisibles, la amplitud máxima de las fisuras, los desplazamientos permitidos, entre otros. En fin de cuentas, las ecuaciones de estado son aquellas que rigen el diseño propiamente dicho y son más com-plejas que las demás restricciones. Desde el punto de vista matemático ellas obran de la misma forma que las restricciones (Negrín 2009).

Como ejemplos de ecuaciones de estado más impor-tantes para el diseño de cimentaciones superficiales se pueden citar:

• Para el diseño geotécnico por 1er E. L. (Nomenclatura y definiciones según Quevedo et al., 2002):

(6)

(7)

(8)

Las cuales expresan por ese orden la condición de ade-cuado factor de seguridad al vuelco, al deslizamiento y de resistencia que deben quedar satisfechas durante esta etapa de diseño.

• Para el diseño geotécnico por el 2do E. L. (Nomencla-tura y definiciones según Quevedo et al., 2002):

(9)

(10)

(11)

Estas a su vez expresan la condición de deformaciones menores que las admisibles y de vuelco para las cargas del 2do. Estado Límite, así como la condición límite para conocer si los asentamientos están dentro de la etapa lineal de comportamiento del suelo o no, lo cual determina la herramienta para su cálculo.

• Para el diseño estructural (Nomenclatura y definicio-nes según Chagoyén y Broche, 2002):

(12)

(13)

(14)

(15)

(16)

Las cuales expresan respectivamente las condiciones de resistencia al punzonamiento, cortante en ambas direc-ciones y flexión positiva en ambos sentidos del plato.

III. Conclusiones

Luego de haber formulado el problema de diseño óp-timo de cimentaciones superficiales rectangulares (ob-jetivo fundamental del presente trabajo), de acuerdo a la metodología propuesta se destacan como resumen o conclusiones del mismo las siguientes:

1. El diseño óptimo de cimentaciones rectangulares super-ficiales, es un procedimiento ingenieril, matemático y numérico que envuelve el manejo de una gran cantidad de variables de diseño así como un gran número de restricciones. Nos encontramos en presencia de un pro-blema de optimización con criterio de costo mínimo.

2. Dentro de las variables de diseño más influyentes se destacan: excentricidad inicial de las cargas, pro-fundidad de cimentación, dimensiones de la cimen-tación (fundamentalmente su relación numérica o rectangularidad), peralto del cimiento y propiedades físico-mecánicas de los suelos de la base.

3. Dentro de las restricciones que más deciden el pro-ceso de optimización del cimiento están: los límites impuestos a la rectangularidades de diseño y las relacionadas con el diseño por estabilidad o primer Estado Límite, las cuales condicionan el resto de las restricciones, para las condiciones ingeniero-geoló-gicas tomadas en nuestro caso y la no limitación del estado tensional del suelo al comportamiento lineal, durante el cálculo de los asentamientos. Esto se de-mostrará detalladamente en la continuación de este trabajo a publicarse próximamente.

4. Para la solución de problemas de optimización de cimientos, según la literatura consultada, los métodos ideales son: los basados en la teoría de Diseño de Ex-perimentos y los Algoritmos Genéticos. No obstante para etapas iníciales del proceso de optimización no se debe descartar el rastreo de variables o búsqueda total en un entorno prefijado.



5. El problema que se formula ya se ha resuelto por los autores y no se presenta aquí por razones de limita-ciones en la extensión de este artículo. En un segundo trabajo sobre el tema se presentará próximamente: la

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12. Penado Rodríguez, M., Le Duc Phuc (1982b) “Nuevo método para el dimensionamiento óptimo de la base de un cimiento rectangular aislado. Segunda Parte. Revista Ingeniería Civil. Ciudad de La Habana.

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18. Sowers, G. B., Sowers, G. F. (1978) Introducción a la Mecánica de Suelos. Editorial Limusa. México, D. F.

solución del problema, incluido en detalles el método solución usado, los resultados del proceso de opti-mización y las recomendaciones de diseño derivadas de las soluciones encontradas.


Displacement Control of

Continuous Diaphragm

Walls in Madrid

(1st Section)

Control de Movimientos Reales Producidos en Pantallas Continuas en Madrid (1ª Parte)

Autores

SANHUEZA C. Pontificia Universidad Católica de ChileEscuela de Construcción Civil


Fecha de recepción


26/10/2009

12/11/2009

OTEO, C. Universidad Da Coruña



[] Sanhueza, C. - Oteo, C.

Uno de los principales dispositivos de con-trol de desplazamientos horizontales em-pleados a nivel mundial, lo constituyen los inclinómetros introducidos en las estruc-turas o en el propio terreno, dependiendo del objeto del estudio. En España, dentro del Plan de Ampliación y Construcción del Metro de Madrid durante los años 2003 y 2007, se instrumentaron geotécnicamen-te los muros pantallas de la nueva red de Metronorte, entre otras obras. La infor-mación de los movimientos fue obtenida

In Engineering practice one of the most common devices used to control horizontal displacements are the inclinometers embedded in structures or soi l s , depending the purpose of the study. The diaphragm walls of the new Metronorte line were instrumented, in the framework of the Expansion and Development Program of the Madrid Underground in

a partir de visitas permanentes a dichas obras. A partir de ellas, se pudo recoger datos de terreno, procesar la información, analizarla e interpretarla, estudiando sus posibles fuentes de error, todo con apoyo de la Unidad de Seguimiento, Ausculta-ción y Control (USAC) de MINTRA. De esta manera, el presente artículo resume los principales resultados obtenidos de los movimientos del terreno al amparo de una excavación sostenida por pantallas en el Metro de Madrid.

Spain, from 2003 to 2007. The data of displacements was collected in several field measurements. This data was procesed, analyzed and interpreted, focusing in the posible sources of error, all this with the Unit of Control (USAC) of MINTRA. This article summarizes the main results obtained from the field displacements in diaphragm wall in Madrid.

Abstract

Key words: Diaphragm wall, Madrid Underground, Inclinometers.

Palabras clave: Muro pantalla, Metro de Madrid, inclinómetros.

Resumen


páginas: 72 - 84 Sanhueza, C. - Oteo, C.]

Introducción

La instrumentación geotécnica cumple importantes objetivos, tales como: determinar parámetros de pro-yecto mediante realización de ensayos previos y corres-pondiente auscultación; controlar en forma general el comportamiento de la obra durante las fases de construcción y operación; implementar un sistema de alarma o seguridad; y, ajustar continuamente el diseño y las hipótesis de proyecto según avanza la construcción, entre otros (Gutiérrez Manjón, 1983).

En las obras subterráneas la instrumentación y con-trol permiten seguir los movimientos inducidos por las obras en el terreno y en las edificaciones existentes en el entorno.

En Madrid, durante las etapas de ampliación de la red de metro llevadas a cabo en los años 1995 - 1999, 1999 - 2003 y 2003 - 2007, se ha implementado un sistema de instrumentación de las obras bajo la respon-sabilidad de la Unidad de Seguimiento, Auscultación y Control (USAC), dependiente directamente de la Direc-ción General de Infraestructuras y de la Consejería de Obras Públicas, Urbanismo y Transportes (MINTRA).

La USAC nace como sistema de control de los trabajos subterráneos, permitiendo conocer la influencia de la excavación de túneles en los edificios y estructuras cercanas, detectando posibles problemas y el estudio de soluciones, con un tiempo suficiente para poder ponerlas en práctica (Melis, M. et al., 2004).

En la presente investigación, se ha planteado como objetivo analizar los movimientos originados en el te-rreno producto de una excavación sostenida por muros pantalla. Para ello, dentro de las obras de ampliación del metro de Madrid ejecutadas entre 2003 y 2007, auscul-tada y controlada geotécnicamente, se ha seleccionado aquella correspondiente a la construcción de una nueva infraestructura en la zona norte del área metropolitana (Metronorte).

Movimientos del terreno debido a excavaciones profundas sostenidas por

pantallas

La construcción de una pantalla en el terreno puede causar grandes movimientos y cambios, tanto en los empujes del terreno como en las presiones de agua, cuando esta se encuentra bajo el nivel freático.

Los principales factores que afectan las deformaciones causadas por una excavación sostenida por pantallas,

son: ancho y profundidad de la excavación; rigidez de la pantalla; espaciamiento entre apoyos; rigidez y pretensado de los elementos de sujeción; profundidad a la que está el estrato de suelo duro; características tenso-deformacionales de cada estrato involucrado en la excavación; operaciones de rebajamiento del nivel freá-tico; existencia de sobrecargas adyacentes; condiciones de fluencia y consolidación de los suelos blandos; y, por último, condiciones de ejecución de la obra.

Para analizar los movimientos del terreno durante una excavación profunda sostenida por pantallas, los princi-pales pasos a seguir son (Kung et al., 2007): estimación de la máxima deflexión lateral de la pantalla δhm; esti-mación del grado de deformación R (=δvm/δhm); cálculo del máximo asiento en superficie δvm; y, estimación del perfil de asientos de la superficie.

Existen algunos métodos empíricos y semiempíricos, analíticos y aproximaciones numéricas, que permiten es-timar la máxima deflexión inducida por una excavación, como las planteadas por Mana & Clough (1981), Sugi-moto (1986), Wong & Broms (1989), Clough & O’Rourke (1990), Hight & Higgins (1994), Masuda (1996), Hashash & Whittle (1996), y Addenbrooke et al. (2000), entre otros; así como también, para determinar el perfil de asientos que se produce en la superficie del terreno tras la pantalla, planteadas por Peck (1969), Mana & Clough (1981), Clough & O’Rourke (1990); Ou et al. (1993), Hashash & Whittle (1996), y Hsieh & Ou (1998), entre otros.

En la Tabla 1 se resumen los valores de los máximos desplazamientos, tanto horizontales como verticales, recogidos a partir de las bibliografías mencionadas en el párrafo anterior.

Long (2001) estudió aproximadamente 300 casos so-bre la influencia de una excavación profunda, en los movimientos del terreno y en los de la estructura de contención de suelos. De ellos, con el objeto de com-pararlos posteriormente con el caso en estudio, se han seleccionado 27 casos que cumplan con una rigidez de la pantalla, EI, similar a la obtenida en Metronorte (EI ≈ 2.300.000KN/m2).

Por otra parte, Kung et al. (2007), estudió otros 33 casos de pantallas construidas con métodos similares a los em-pleados en los casos de Metronorte, a partir de los cuales se han seleccionado 7 que cumplan con una rigidez de la pantalla similar a las obras de Metronorte.

Los casos seleccionados se han resumido en la Tabla 2. Se puede observar que las profundidades de vaciado oscilan entre 7 y 26 metros, mientras que los despla-zamientos horizontales máximos medidos en terreno



Tabla 1Movimientos horizontales y verticales del terreno

Autor Condición δhmáx δvmáx

Peck (1969) 1%H a > 2%H

Clough & O’Rourke (1990)

Suelos residuales, arenas y arcillas duras

0,2%H 0,15%H

Arcillas blandas a medias> 2%H, FOS < 1,2< 0,5%H, FOS > 2

Ou et al. (1993) 0,2%H a 0,5%H 0,5%H a 0,7%H

Wong et al. (1997)Espesor suelo blando < 0,9HEspesor suelo blando < 0,6H

< 0,5%H0,35%H

< 0,35%H0,2%H

Carder (1995)

Rigidez sistema apoyo alta 0,125%H 0,1%H a 0,2%H

Rigidez sistema apoyo me-dia

0,2%H

Rigidez sistema apoyo baja 0,4%H

Fernie & Suckling (1996) 0,15%H a 0,2%H 0,15%H

Masuda (1996) 0,05%H

Oteo (2003)

Arcilla blanda 2,5%H a 3,5%H ~ 2%H

Arena floja y grava 1,5%H a 2%H ~ 0,5%H a 1%H

Arcilla rígida 1%H a 1,5%H 0,1%H a 0,2%H

en cada uno de los casos históricos, varían entre 2,2 y 135 mm, con una media de 38 mm.

Uno de los principales aspectos estudiados por Long (2001) fueron las causas por las cuales se producían grandes movimientos en el terreno, definidos como aquellos en que δhmáx/H > 0,3%. De esta manera, las principales causas corresponden a: excavación inicial en que la pantalla se comporta como una estructura tipo cantilever o en voladizo, acompañada muchas veces de una sobreexcavación (33%); flexibilidad de la pantalla (22%); fluencia en los anclajes (8%); falla estructural (6%); ingreso de agua en la excavación (3%); sistema constructivo empleado (3%); y, motivos desconocidos (25%).

Descripción del proyecto: Metronorte

La Comunidad de Madrid ha planeado la creación de una nueva línea de ferrocarril Metropolitano denomi-nado “Metronorte”, la cual abarca a los municipios de Madrid, Alcobendas y San Sebastián de Los Reyes. El objeto ha sido proporcionar mayores alternativas al sistema de transporte actual en la zona norte de la capital y, al mismo tiempo, mejorar las condiciones de movilidad.

Metronorte constituye una nueva línea con un total de 15.737 m de longitud, conformada por un total de 11 estaciones construidas con muros pantallas, cuyo traza-do se ha dividido en 4 tramos (Figura 1), beneficiando a una población aproximada de 184.000 personas. Las obras han sido iniciadas en octubre del año 2004 y han sido puestas en servicio en la primavera del 2007.

Figura 1Trazado de la línea Metronorte



Caso UbicaciónHexc

(m)δhmáx

(mm)δvmáx

(mm)

1 Bermondsey 19,5 13 ---

2 Eastbourne 11 60 ---

3 Argyle Station, HK 18,7 29 58

4 Geneva, Le Mail 14,8 13 ---

5 New Palace Yard 18,5 30 20

6 Aldersgate 23 33 18

7 HK & S Bank, HK 16 48 25

8 Charter Station, HK 26 36 180

9 Singapore multistory 17,3 50 ---

10 Bangkok D 16 25 ---

11 Oslo Telephone 18,5 15 40

12 Oslo Studenterlu 16 42 65

13 Oslo Jerbanetorget 10 20 ---

14 Oslo Bank of Norway 16 16 62

15 Eastbourne 1 11 61 ---

16 Eastbourne 2 14 15 ---

17 Osaka A 20,6 78 ---

18 Lake zone, México 15,7 135 ---

19 Shanghi-Jin Mao 19,65 81 ---

20 Shanghi-Heng Long 18,2 99 ---

21 Shanghi 17,85 129 ---

22 Newton Singapore 14,5 110 220

23 A329-Reading 6,9 18 ---

24 MBTA, Boston 15,2 25,4 12,7

25 Harvard Square Boston

15,7 10 ---

26 Harvard Square Boston

15,7 11 ---

27 PO Square Boston 23,4 52 45

28 Taipei Gas 18,1 76 ---

29 MRT-3 12,4 22 ---

30 MRT-4 16,2 49 ---

31 Subway-2 19,4 60 ---

32 Subway-3 19,4 62 ---

33 Subway-4 16,2 47 ---

34 Lavender 15,7 31 ---

Tabla 2Resumen de casos históricos

(Long, 2001; Kung et al., 2007)

La construcción de las 11 estaciones, bajo el sistema de pantallas de pilotes secantes o de pantallas conti-nuas de hormigón armado, se ha considerado la más óptima respecto a otras, como la excavación en mina o en caverna, pudiendo llevarse a cabo mientras exista espacio disponible en superficie. Las ventajas que ha presentado esta solución han favorecido la accesibilidad a las estaciones, la orientación espacial al usuario y la comodidad en las estaciones de intercambio.

Por otra parte, es importante mencionar la experiencia acumulada en este tipo de obras durante las etapas de ampliación 1995 - 1999 y 1999 - 2003 del Metro de Madrid, en las cuales se han ejecutado más de 70 es-taciones con el sistema de pantallas, arrojando un total aproximado de 550.000 m2.

Antecedentes geotécnicos

El sector en el cual se ha materializado el proyecto de Metronorte está conformado por materiales pertene-cientes a la facies detrítica de la cuenca de Madrid: arena de miga (< 25% finos), arena tosquiza (25% a 40% finos), tosco arenoso (40% a 60% finos), tosco (60% a 80% finos) y peñuela (>80% finos). Sobre estos terrenos se sitúan depósitos cuaternarios (aluviales) y rellenos más recientes de origen antrópico (Escario et al., 1981; Sanhueza & Oteo, 2007).

Respecto a las condiciones hidrogeológicas, práctica-mente, todo el trazado de Metronorte se ha situado en la divisoria entre las subcuencas de los ríos Manzanares y Jarama, al norte del Arroyo de Valdedebas.

El proyecto ha atravesado diferentes acuíferos formados por la intercalación de niveles arenosos con otros más arcillosos, presentando cada uno de ellos diferentes va-lores de permeabilidad. A partir de ensayos tipo LeFranc, se ha podido estimar que estos valores oscilan entre 10-3 y 10-4 cm/s. Por otra parte, debido a la anisotropía de estos depósitos, la permeabilidad en el sentido horizon-tal ha sido mayor que en el vertical, favoreciéndose la circulación de agua a través de los niveles con menor contenido de finos presente.

Por otra parte, destaca la aparición de niveles freáti-cos colgados, los cuales han tenido su origen en las frecuentes intercalaciones de materiales más arenosos y de mayor permeabilidad con otros más arcillosos e impermeables.

En la práctica ha sido difícil poder correlacionarlos, debido a que en la mayoría de las ocasiones no se han encontrado conectados entre sí. Con esto no ha sido fácil determinar la exacta posición del nivel freático al



interior de un sondeo, puesto que a través del propio sondeo se han podido conectar formaciones que antes no lo estaban.

Los antecedentes geotécnicos de los distintos materiales presentes en el sector, han sido resultado de campañas de ensayos, registro de sondeos, referencias biblio-gráficas y resultados obtenidos de otros proyectos de

construcción efectuados en la zona. Todos ellos llevados a cabo por una empresa especializada cuya labor fue solicitada por MINTRA.

En la Tabla 3 se presenta una síntesis con los parámetros de las unidades geotécnicas encontradas en el trazado para el proyecto de Metronorte. Estos valores han sido propuestos durante la etapa de estudio y diseño (Oteo et al., 2003).

LitologíaPeso específi-co aparente

γ [KN/m3]

Cohesión efectiva

C’ [KN/m3]

Ángulo de rozamiento

internoφ’ [º]

Resistencia al corte sin

drenajecu [KPa]

Coeficiente de Poisson

ν

Módulo de deformación

en cargaE [MPa]

Relleno antrópico 18 0 28 0 0,35 9

Aluvial 20 10 30 0 0,32 12

Arena de miga 20 20 35 50 0,30 50 + 2 z

Arena tosquiza 20,5 35 33 160 0,30 80 + 2,5 z

Tosco arenoso 21 37 32 180 0,30 100 + 3 z

Tosco 21 40 30 185 0,30 150 + 4 z

Tabla 3Parámetros geotécnicos

Estructura de las estaciones

La experiencia adquirida durante las últimas ampliacio-nes de la red de metro en Madrid, ha permitido concluir que el sistema constructivo más adecuado al momento de abordar la ejecución de las estaciones, lo constituye la solución por medio de pantallas. Así ha quedado de-mostrado en las más de 70 estaciones construidas con este sistema entre los años 1995 y 2003.

En términos generales, las estaciones son recintos con-finados por pantallas de hormigón en los que se emplea el denominado sistema ascendente-descendente.

En primer lugar se ejecutan las pantallas, de espesor 1m y profundidad variable (entre 20m y 30m), y las pilas-pilote. A continuación, se construye la losa de cubierta de espesor aproximado 1,20m, la cual permite reponer todo lo que existe en superficie, incluyendo el tránsito vehicular. Posteriormente, se realiza la excavación entre pantallas, construyendo a su vez los niveles intermedios de losas y/o estampidores necesarios hasta la ejecución de la contrabóveda, los cuales tienen espesores entre 0,80m y 1m (Figura 2).

Para la presente investigación, se han seleccionado 5 estaciones sobre la base de los siguientes criterios: es-

Figura 2Secuencia constructiva muros pantalla

taciones construidas al abrigo de pantallas continuas de hormigón armado; estaciones que tuviesen un número determinado de pantallas instrumentadas geotécnica-mente; y, estaciones cuyas pantallas tuviesen un control de desplazamientos en forma periódica.

De esta manera, las estaciones que cumplen cabalmente con los criterios definidos han sido las estaciones 2, 3, 4, 5 y 6. Entre las que suman un total de 16 pantallas controladas desde el inicio de los vaciados hasta el momento en que no existe mayor variación entre los desplazamientos de estas.

FASE 1: PREEXCAVACIÓN FASE 2: REALIZACIÓN PANTALLAS Y VIGA DE ATADO FASE 3: HORMIGONADO LOSA SUPERIOR

FASE 4: RELLENO SOBRE BÓVEDA Y URBANIZACIÓN FASE 5: EXCAVACIÓN HASTA SOLERA FASE 6: HORMIGONADO LOSA DE FONDO

Fuente: Proyecto de construcción de la infraestructura de Metronorte (2003 - 2007).



Instrumentación geotécnica aplicada a las estaciones de Metronorte

Cuando la construcción de una obra subterránea pue-de afectar a las edificaciones del entorno, como es el caso de Metronorte, de acuerdo a la Instrucción para el Proyecto, Construcción y Explotación de Obras Subte-rráneas para el Transporte Terrestre en España (IOS-98), es obligación implementar un plan de auscultación de movimientos.

De esta manera, con el objeto de comprobar que dichos movimientos y los esfuerzos inducidos se encuentran por debajo de los valores admisibles señalados en el Proyecto, el procedimiento disponible a ser llevado a cabo durante la ejecución de las obras, lo constituye el seguimiento y control de mediciones efectuadas en los instrumentos geotécnicos instalados para ello.

Esencialmente, lo que se mide en obra son las deforma-ciones del terreno y las estructuras durante las etapas de construcción, estableciendo una relación con las hipótesis planteadas en la etapa de cálculo.

De acuerdo a las recomendaciones generales efectuadas por MINTRA para la ampliación de la red de metro de Madrid (2003 – 2007), los dispositivos de instrumenta-ción y su distribución han sido definidos con posteriori-dad a la evaluación de riesgos y zonificación en función de las excavaciones que se ejecuten, cuya distribución se muestra en la Figura 3.

Medida de desplazamientos horizontales en muros pantalla: inclinómetros

En términos estructurales las pantallas pueden ser con-sideradas como elementos viga delgados, por lo que la influencia del esfuerzo cortante en su deformación puede ser despreciada. De este modo, las variables de deformación que se deben medir corresponden a la curvatura y a la distribución de la deformación axial, a partir de las cuales se pueden evaluar los momentos flectores y los esfuerzos normales suponiendo un com-portamiento elástico del material.

Una forma de medir la curvatura del muro pantalla es por medio de un instrumento denominado inclinómetro, el cual permite obtener dicha desviación a partir de la diferencia de ángulos de inclinación relacionados con la distancia entre lecturas o intervalos.

De acuerdo a Kovari (1983), al medir las deformacio-nes directamente en la pantalla simulándola como una viga muy delgada, se obtiene un error de la curvatura

un orden de magnitud menor que si se emplea el in-clinómetro.

Cuando las pantallas se encuentran cargadas lateral-mente, además de la deformación axial, la curvatura juega un rol importante en el estudio del comporta-miento estructural. En estos casos, la distribución no uniforme de la desviación en la pantalla indica un esta-do de tensiones complejo debido a la influencia de los empujes del terreno y a la presencia de arrostramientos y/o anclajes.

Los inclinómetros constituyen uno de los principales métodos de investigación de deslizamientos y de control de movimientos transversales a un sondeo (González de Vallejo, 2002). Son dispositivos de medición que pertenecen a un amplio grupo conocido como “celdas de deformación transversal”. Estos instrumentos son definidos como mecanismos de monitoreo de defor-mación normal al eje de la tubería, por medio de una sonda que pasa a lo largo de ella (Dunnicliff, 1993). La sonda contiene un transductor (acelerómetro) especial-mente diseñado para medir la inclinación con respecto a la vertical. Sin embargo, también es posible efectuar mediciones en otros planos, como en sentido horizontal o con algún ángulo de rotación.

Dentro de sus principales aplicaciones se encuentran: determinación de posibles zonas de deslizamiento de materiales; monitoreo de la extensión y grado del mo-vimiento horizontal de diques, terraplenes sobre suelos blandos y a lo largo de excavaciones abiertas y de túneles; monitoreo de la deflexión de pilas, muros de contención y otras estructuras; y, finalmente, determi-nación de las curvas de momentos flectores (Soares, 1983; Price, 1987; Poh, 1997; Miller, 2000).

Los componentes de un sistema de inclinómetro y su principio de operación se ilustran en la Figura 4. En ella

Figura 3Sección tipo de instrumentación en Estaciones



se distinguen 4 componentes importantes: revestimien-to guía; sonda que contiene el transductor; unidad de lectura; y, cable eléctrico graduado.

Para el proyecto de Metronorte se han empleado tube-rías de aluminio extrusionado con cuatro acanaladuras, para medida de desplazamientos con torpedo inclino-métrico biaxial (Figura 5).

Junto a la medida de deformaciones horizontales de las pantallas, otras variables son evaluadas, como la presión que ejerce el terreno sobre la estructura y la tensión de trabajo de las pantallas. En el primer caso, para medir los empujes se emplean las células de presión total instaladas paralelas al revestimiento (Figura 6a), mientras que en el segundo caso, se utilizan extensómetros de cuerda vi-brante embebidos en la masa del hormigón (Figura 6b).

En los casos de pantallas con anclajes, como ha sido el caso de la Estación 4, se añade a los instrumentos de control anteriores las células de carga. Estas son instaladas en las cabezas de los anclajes y permiten controlar las presiones soportadas por estos elementos estructurales.

En cuanto al procedimiento de instalación del inclinó-metro en el muro pantalla, primero se debe definir su ubicación y longitud, para luego replantear su posición sobre la jaula de armadura identificando claramente las zonas de trasdós e intradós.

A continuación, se coloca el revestimiento guía (tuberías inclinométricas) ensamblado a la armadura de la panta-lla, mediante bridas plásticas de amarre o alambres de atar. Según la longitud de la pantalla puede necesitarse de unidades de ensamble, tales como tubos mangui-to, en cuya situación se debe tener precaución con la estanqueidad de sus uniones. Debido a que en forma posterior se realizará el hormigonado de la pantalla, se debe considerar la colocación de algún tipo de tapón, tanto en el extremo superior como inferior del revesti-miento, con el objeto de evitar el ingreso de hormigón a la tubería durante las faenas siguientes.

Posteriormente, se introduce la jaula de armadura en la zanja y en la medida que esta va descendiendo, se deben asegurar adecuadamente los amarres entre la enfierradura y la tubería inclinométrica.

Cuando ya se ha ejecutado la faena de hormigonado de la pantalla, y previo a la construcción de la viga de atado, se debe quitar el tapón superior del revestimiento guía con el objeto de aumentar su longitud, hasta una altura que depende de las dimensiones de la losa de cubierta y/o del relleno de tierras.

Figura 4Esquema de las partes y funcionamiento de un

inclinómetro

Figura 5(a) Revestimiento guía (b) Torpedo Inclinométrico

a) b)

Figura 6(a) Célula de presión de tierras

(b) Extensómetro de cuerda vibrante

a) b)

Auscultación y control de los movimientos producidos por las

pantallas de las estaciones de Metronorte

El principal objetivo ha sido estudiar los movimientos que el terreno ha experimentado, producto de una excavación sostenida por muros pantalla que se han encontrado instrumentadas con dispositivos adecuados para su control.



Es importante que al momento de emplear un instru-mento de medición, su presencia no implique una al-teración en el comportamiento real del terreno o de la estructura, en términos de impedir sus deformaciones o de producir algunas adicionales.

De esta manera, y para cumplir con el objetivo planteado, se ha definido una metodología que ha permitido evaluar los movimientos que experimentan las pantallas durante el vaciado del terreno, basándose en la información pro-porcionada por la instrumentación geotécnica definida para tales casos, siendo la más valorada de todas aquella que ha proporcionado desplazamientos horizontales.

En cuanto a los datos de la instrumentación que se han recogido en obra, las lecturas correspondientes a los in-clinómetros han sido comparadas con los valores estable-cidos en el Proyecto, estableciéndose umbrales de control definidos como un porcentaje con respecto a los máximos permitidos. La Tabla 4 muestra los valores tolerados por MINTRA para el proyecto de Metronorte, en el cual se señalan 3 niveles de riesgo empleados en el período de ampliación 2003 - 2007: verde, amarillo y rojo.

Donde el color verde implica seguir con el control de movimientos establecido por el Plan de Auscultación de la Obra. El color amarillo significa incrementar la frecuencia de lecturas evaluando la situación a partir de la velocidad de variación del parámetro registrado; efectuar una ins-pección visual somera; y, continuar con el procedimiento constructivo establecido. Por último, el color rojo implica establecer un análisis específico de la situación, insta-lando instrumentación complementaria si fuera preciso; revisar el proceso constructivo para introducir modifica-ciones en el mismo, si es posible; y, valorar la necesidad de introducir medidas correctoras, refuerzo o protección de las estructuras o elementos afectados.

Los valores de los umbrales de control empleados en el metro de Madrid han sido muy semejantes a otros utilizados en redes de metro europea. Por ejemplo, el metro de Copenhagen en Dinamarca, empleó durante la construcción de la estación de Norreport un sistema de control en el cual el sistema de alarma se basaba en los mismos tres colores (verde, amarillo y rojo), pero sus umbrales eran menores: color rojo cuando se superaba

el 120% de los valores de diseño, color verde cuando se alcanzaba el 70% de dichos valores y, color amari-llo, cuando los desplazamientos coincidían con los de proyecto (Beadman et al., 2001).

Los procedimientos mínimos necesarios para recoger los datos en campo de la instrumentación y la metodología seguida posteriormente para procesar la información, analizar los resultados e interpretarlos adecuadamente, son descritos en la Tesis Doctoral “Criterios y Parámetros de Diseño para Pantallas Continuas en Madrid” (San-hueza y Oteo, 2008), en la cual también se presentan diferentes formas de emplear los datos del inclinómetro para estimar la curva de momentos de una estructura.

Un aspecto importante a tener en cuenta durante el procesamiento y análisis de la información, lo constitu-yen las fuentes de error (Mikkelsen, 2003). Este aspecto también es descrito en la Tesis Doctoral de Sanhueza y Oteo (2008). Sin embargo, se presentan a continuación dos tipos de errores encontrados durante el análisis de los datos recogidos de la instrumentación en las panta-llas de Metronorte.

Error de compensación (“Bias-Shift” o “zero-offset”)

Este tipo de error es el más común de todos, no es de importancia y se produce cuando al mantener la sonda del inclinómetro perfectamente vertical y realizar una lectura, esta no proporciona un valor absolutamente cero. Gráficamente puede observarse como una recta con un pequeño grado de inclinación, hacia la derecha o izquierda del eje de la sonda.

La Figura 7(a) muestra un ejemplo de este error encontra-do en una de las pantallas de la estación 2 de Metronorte. Se tiene el antecedente de que a partir de 13 metros el terreno no había sido aún excavado y que el vaciado se había llevado a cabo hacia el lado derecho de la pantalla. De esta manera, se tiene que, por una parte, no deben producirse desplazamientos a partir de dicha profundidad y, por otra, los movimientos deben ser en la dirección opuesta a la que se observa en la gráfica de la izquierda. En la Figura 7(b) se muestra el error corregido.

Error de rotación

La rotación se refiere a un pequeño cambio de alineación en el eje medido a través de la sonda del inclinómetro y se produce cuando las ranuras del revestimiento no coinciden con la dirección del movimiento.

En la Figura 8(a) se representa este tipo de error medido en uno de los ejes previo a la corrección, mientras que en la Figura 8(b), se observa la curva de desplazamientos una vez efectuada la corrección del error de rotación.

Umbral de control

Verde Amarillo Rojo

% con respecto al proyecto

< 75%75% < x <

125%> 125%

Tabla 4Umbrales de control para lecturas de inclinómetros



Figura 7Pantalla P54 - Estación 2

(a) Error Bias-Shift. (b) Error corregido

Figura 8 Pantalla P38 - Estación 2

(a) Error de rotación (b) Error corregido

(a) (b)

(a) (b)

Conclusiones

Como conclusión obtenida a partir de la instrumentación, se puede decir que consiste en la comparación entre modelos y teorías, donde por medio de un análisis retros-pectivo se puede llegar del primero al segundo. Lambe en 1973 definió para esto lo siguiente: “Una teoría o método de análisis que sea capaz de predecir las observaciones a escala real a partir de parámetros o propiedades obtenidos independientemente, queda en principio validada frente a la comunidad técnica” (Alonso et al., 1983).

De un total de 25 inclinómetros instalados en las panta-llas de las estaciones estudiadas, solo fue posible incluir

en la investigación a 16, lo cual implicó un 64% de operatividad en las 5 de las 11 estaciones que contempló el proyecto de Metronorte.

En general, las principales causas por las cuales no re-sultaron operativos los inclinómetros fueron: problemas durante su instalación quedando en desuso desde el inicio; ubicación inadecuada según proyecto; problemas de estanqueidad que permitieron el ingreso de agua y hormigón a su interior; mala ejecución en el sistema de unión de las tuberías inclinométricas; poca precisión en su longitud al momento de materializar la losa de cubierta; daños durante el desarrollo de la obra en ge-neral, alterando su geometría; pérdida de tapones de seguridad que permitieron la entrada de material inerte



en su interior; poco cuidado del personal de trabajo de las obras; entre otros aspectos.

En general, los desplazamientos máximos obtenidos al final de la excavación para la losa de contrabóveda (últi-ma fase de excavación) que experimentaron las pantallas estudiadas, oscilaron entre 3,78 mm y 23,06 mm, con un promedio de 11,52 mm.

El Gráfico 1 muestra la distribución del desplazamiento ho-rizontal relativo (δ/Ho) medido en cada una de las campa-ñas geotécnicas, en función de la distancia entre apoyos, la cual es variable según el tipo de pantalla y el procedi-miento de excavación considerado en el proyecto.

En el mismo Gráfico 1, se puede observar que aproxima-damente el 60% de los valores cae dentro de la banda propuesta por Oteo en el año 2006 para pantallas con un nivel de apoyo, basada en medidas tomadas en Metrosur.

Los resultados indican que los desplazamientos horizon-tales máximo se encuentran por debajo del 0,25% de la altura entre apoyos, como podrá ser verificado con los resultados que se muestran en el Gráfico 3.

El Gráfico 2 señala la relación δhmáx/H para distintos ca-sos históricos estudiados por otros autores, eliminando los valores que superen la relación δhmáx/H > 0,30% e incorporando los valores obtenidos en las pantallas de Metronorte con el objeto de comparar los desplazamien-tos relativos máximos.

Es importante destacar que en este caso se ha conside-rado la altura total de excavación y no la distancia entre apoyos, como se ha mostrado en el Gráfico 1, puesto que los casos históricos muestran la profundidad total de excavación.

A partir del Gráfico 2, se puede observar que los resul-tados obtenidos en Metronorte (color azul) han sido adecuados respecto a los encontrados en la bibliografía (color rojo).

El Gráfico 3 muestra la relación entre el desplazamien-to horizontal máximo medido en campo y la distancia entre apoyos.

A partir de dicho Gráfico se puede concluir que el 94% de las pantallas estudiadas, cumplen con un desplaza-miento horizontal máximo inferior al 0,2%Ho.

Estos valores han sido comparados con los antecedentes bibliográficos que se manejan al respecto, y se puede concluir que los resultados se encuentran por debajo de los valores propuestos por Clough & O’Rourke (1990), los cuales corresponden a δmáx = 0,2%Ho; y, en su ma-yoría, por sobre los propuestos por Masuda (1996), que corresponden a δmáx = 0,05%Ho. Parece deducirse que, a medida que aumenta la distancia entre apoyos, Ho, aumenta el desplazamiento máximo, pero no solo con el valor de Ho, sino que puede expresarse con: δmáx = αHo, siendo α entre 0,0002 y 0,002, aumentando α al hacerlo Ho (Gráfico 3).

Gráfico 1Distribución del desplazamiento horizontal máximo

relativo en función de la distancia de apoyo

Gráfico 2Comparación de desplazamientos horizontales máximos relativos de casos históricos respecto a los obtenidos en

Metronorte




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Heavy Industrial

Asphalt Pavements

Design Using Software

HIPAVE

Diseño Estructural de Pavimentos Asfálticos Industriales Utilizando el Software HIPAVE

Autores

PRADENA, M. Magíster en Construcción, Pontificia Universidad Católica de ChileProfesor Asistente, Departamento de Ingeniería Civil, Universidad de Concepción


Fecha de recepción


19/05/2009

23/06/2009

VALENZUELA, M. Ingeniero Civil, Universidad de ConcepciónProfesor Asistente, Departamento de Ingeniería Civil


MOLINA, P. Ingeniero Civil, Universidad de Concepción



páginas: 85 - 94 Pradena, M. - Valenzuela, M. - Molina, P.]

El presente artículo aborda la problemá-tica del diseño estructural de pavimen-tos asfálticos industriales, mediante la aplicación de un enfoque mecanicista de análisis y diseño. Los pavimentos in-dustriales se caracterizan principalmente por ser solicitados por altas cargas de tránsito y un número relativamente bajo de repeticiones. La práctica actual de diseño se basa en principios puramente empíricos, que han sido ideados para diseño de pavimentos de caminos, y que poseen ciertas características que los hacen inaplicables al diseño de pavi-mentos industriales. Por tanto, se realiza un estudio acerca del método empírico-mecanicista aplicado al análisis y diseño de dicho tipo de pavimentos. Se describe

This article discus about the heavy industrial asphalt pavements structural design, through the application of a mechanistic approach for the analysis and design. The heavy industrial pavements are principally characterized for its heavy traffic loads and a relative low number of repetitions. The current design practice is based on purely empirical principles, which have been developed for the design of roads asphalt pavements, and are not applicable for the design of heavy industrial pavements. So, this article contain a full study about the empirical - mechanistic design method, applicated on heavy industrial asphalt

cada una de las etapas del método y se caracterizan los parámetros de en-trada del mismo, tales como cargas de tránsito, propiedades de materiales y distribución de temperaturas. También se incluye una descripción del programa HIPAVE, desarrollado en Australia para el análisis y diseño de pavimentos as-fálticos industriales. Además se discute acerca de la aplicabilidad del método en una zona en particular, y se plantean los requerimientos y líneas de investigación futuras, de tal forma de lograr diseños óptimos. Adicionalmente, se presenta un ejemplo de aplicación que consiste en el diseño de una estructura de pavimento asfáltico, para un aserradero ubicado en la provincia de Arauco.

pavements analysis and design. Every stage of the method are described, and inputs like traffic loads, material properties and temperature distribution are characterized. A description of the software HIPAVE is presented, which is a software from Australia and was developed for heavy industrial asphalt pavements analysis and design. Also, the applicability of the method and the future research lines for to improve itself are discussed. In complement, a application example is presented, which consist in the design of a asphalt pavement structure, for a sawmill’s yard located in Arauco province.

Abstract

Key words: motivation, job satisfaction, construction professionals.

Palabras clave: Pavimentos industriales, asfálticos, mecanicista, Hipave.

Resumen


[Pradena, M. - Valenzuela, M. - Molina, P.]

1. Introducción

Sobre un pavimento industrial operan vehículos es-pecializados y/o maquinarias, cuyas cargas por rueda exceden significativamente a las cargas de los vehículos que transitan en pavimentos de caminos. Además, los vehículos industriales se mueven a velocidades bastante bajas. Sumado a esto, el acopio de materiales y produc-tos en patios de industrias, tales como contenedores apilados o rumas de madera, pueden representar cargas significativas.

La práctica actual de análisis y diseño de pavimentos asfálticos industriales se basa generalmente en la apli-cación de métodos netamente empíricos, tales como el método AASTHO. Estos métodos están muy restringidos a las condiciones para las que fueron calibrados, y por años han dado resultados insatisfactorios.

Por tanto, el objetivo del presente trabajo consistió en estudiar un método de análisis y diseño de pavimentos asfálticos industriales, basándose en la aplicación de un enfoque mecanicista.

2. Desarrollo

2.1 MÉTODO EMPÍRICO MECANICISTA

El método empírico-mecanicista de diseño de pavi-mentos es un proceso iterativo en el cual se evalúa el comportamiento de la estructura, mediante una comparación entre las solicitaciones admisibles y las solicitaciones reales, basado en las características de los materiales y las tensiones y deformaciones inducidas como se muestra en la Figura 1.

2.2 Temperatura para el diseño

En el diseño empírico de pavimentos en Chile, la tempera-tura se incluye considerando una temperatura media anual ponderada del aire (TMAPA). Sin embargo esto puede no ser adecuado para el diseño empírico mecanicista ya que no considera la variación real de la temperatura y cómo esta influye en el módulo de elasticidad de las capas asfálticas. Shell bitumen (1998) considera los datos de temperaturas obtenidos desde una estación meteoro-lógica. El procedimiento consiste en agrupar el número de mediciones cuyos registros se encuentren dentro de rangos convenientes, y calcular así la proporción que cada rango representa del total de mediciones realizadas. Pos-teriormente, dichas proporciones asociadas a cada rango pueden ser utilizadas para aproximar la proporción de veces que un evento repetitivo ocurrió a una temperatura que se encuentra dentro del rango asociado.

2.3 Tránsito

2.3.1 Tipos de vehículos

Para el diseño es necesario disponer de información acerca de las características de cada vehículo industrial, dentro de lo cual se incluyen datos acerca de la tara, carga máxima de operación, número y disposición de ejes, número de ruedas por eje, distancia entre centros de ruedas, presión óptima de inflado de neumáticos y distribución de cargas por eje.

2.3.2 Distribución de cargas por eje

Es importante considerar la distribución de cargas por eje de cada tipo de vehículo, ya que en la mayoría de los modelos de equipos y vehículos industriales, la carga soportada por cada eje es distinta y aumenta en forma desigual a medida que varía la carga de operación. Lo anterior ocasiona que las cargas transmitidas por cada rueda de un vehículo al pavimento sean distintas, lo cual a su vez produce un daño diferente en la estructura de pavimento. La distribución de cargas por eje depende principalmente de la geometría y configuración de ejes de cada vehículo.

2.3.3 Factores de mayoración de deformaciones

Es necesario prestar especial atención a aquellas zonas donde el pavimento se ve sometido a grandes esfuer-zos, debido a que se realizan maniobras bruscas como giros a muy baja o nula velocidad, o frenadas bruscas. Por tanto, se deben aplicar factores de mayoración de deformaciones unitarias (LF).

Figura 1Diseño estructural empírico-mecanicista



Tabla 1Factores de mayoración de deformaciones

para distintos equipos y maniobras (Wardle, 1999)

EQUIPO FRENADO GIRO

Grúa horquilla frontal 1.3 1.4

Cargador frontal 1.3 1.4

Camión rampla 1.1 1.3

2.3.4 Repeticiones de carga

El número de repeticiones de carga o pasadas por punto es una de las variables de entrada que requiere estudios específicos, debido a que resulta muy complejo definir las zonas de mayor tráfico dentro de una industria, dada la aleatoriedad de las operaciones de equipos y vehículos.

2.3.5 Distribución de cargas de operación

Es posible definir tantas cargas de operación diferentes, como así lo demande la industria. Dado lo anterior, se pueden considerar las distintas cargas de operación en un espectro de tráfico. Sin embargo, en el caso de que no se disponga de registros, y para evitar sesgos, es re-comendable asumir que la totalidad de las pasadas por punto de cada equipo o vehículo se realizan operando a capacidad en peso.

2.3.6 Distribución de repeticiones de acuerdo con distribución de temperaturas

Considerando la distribución de temperaturas indicada en 2.2 y bajo el supuesto que las pasadas por punto asociadas a cada carga de operación de cada tipo de vehículo, se distribuyen de manera uniforme a lo largo de la vida de diseño; es conveniente suponer que tales pasadas por punto a su vez se distribuyen de manera proporcional y de forma idéntica a la distribución de temperaturas.

2.3.7 Acumulación de elementos sobre el pavimento

Es necesario determinar si las cargas estáticas debidas a la acumulación de elementos sobre pavimentos indus-triales son significativas.

2.4 CARACTERIZACIÓN DE MATERIALES

La caracterización de los materiales que componen la estructura de un pavimento asfáltico, requiere de la cuantificación de al menos dos propiedades fundamen-tales: el módulo de elasticidad y el módulo de Poisson.

Dichas propiedades corresponden a los parámetros de entrada del análisis estructural de un sistema multicapa por medio de la aplicación de la teoría lineal elástica.

2.4.1 Suelos de subrasante

El módulo que se utiliza en los materiales no cemen-tados de un sistema multicapa corresponde al módulo resiliente, el cual es posible determinar a partir de rela-ciones con otros parámetros como el CBR. La Ecuación 1 corresponde a la relación recomendada por el Manual de Carreteras (MOP, 2008) para determinar el módulo resiliente (MR) de una subrasante a partir del CBR.

MR [MPa] = 17.6*(CBR)0.64 ; CBR < 12% (1) 22.1*(CBR)0.55 ; 12% ≤ CBR < 18%

2.4.2 Materiales granulares

Shell Bitumen (1998), recomienda funciones que co-rrelacionan el módulo resiliente de una capa de base o sub-base granular, con el módulo resiliente (MR) de la capa subyacente. Tales correlaciones son las que se presentan en las Ecuaciones 2 y 3.

MR,base = 0.2*hbase0.45 * MR,sub-base (2)

MR,sub-base = 0.2*hsub-base0.45 * MR,subrasante (3)

Donde, h es el espesor de la capa indicada. El rango de aplicación de las ecuaciones 2 y 3 oscila entre 15 y 80 centímetros de espesor de capas granulares.

2.4.3 Mezclas asfálticas en caliente

Shell Bitumen (1998), utiliza una solución nomográfica para obtener el módulo de rigidez del cemento asfáltico Sb y ecuaciones para obtener a partir de este, el módulo de elasticidad Sm de la mezcla asfáltica en caliente.

2.4.4 Módulo de Poisson

Tabla 2Valores de módulo de Poisson para materiales

de pavimentos (Salamanca, 2007)

MÓDULO DE POISSON

Material Rango Valor típico

Mezclas asfálticas 0.15 - 0.45 0.35

Capas granulares 0.30 - 0.40 0.35

Subrasantes 0.30 - 0.50 0.40

{



2.5 Modelos estructurales

El modelo estructural de un pavimento corresponde a la configuración o disposición de las distintas capas estructurales. En la investigación asociada al presente documento, se consideraron los modelos estructurales full rodado, base rodado, binder rodado y tricapa asfálti-ca, siendo los tres últimos los considerados por la norma AASTHO 1993, y el modelo full rodado, el considerado por diversas instituciones para el diseño de pavimentos asfálticos de aeropuertos.

MOP (2008) recomienda espesores mínimos para las capas asfálticas y granulares.

2.6 Respuesta estructural del pavimento

Para la determinación de tensiones y deformaciones inducidas en un sistema multicapa elástico, se utilizó el programa HIPAVE 5.0. Este ha sido desarrollado por la compañía Mincad Systems, y permite resolver hasta 100 capas diferentes aplicando la teoría multicapa lineal elástica de Burmister, y resolviendo mediante cuadratu-ras gaussianas. Los resultados de tensiones inducidas, obtenidos de HIPAVE fueron comparadas con las obte-nidas del reconocido programa de origen Sudafricano MePads, para verificar la validez de los resultados.

La Figura 3 muestra la licencia que ha otorgado Mincad Systems a la Universidad de Concepción para el desa-rrollo del presente trabajo y, a modo de ejemplo, un diagrama de tensiones obtenido con el software.

2.7 Funciones de transferencia

Para una carga de tránsito que solicita a un pavimento, una función de transferencia (F.T.) permite conocer el nú-mero de repeticiones admisibles que dicha carga puede solicitar un punto en particular, antes que la estructura de pavimento falle.

La forma canónica más conocida de una función de transferencia, corresponde a la expresada en la Ecua-ción 4.

Np = k b (4)LF ⋅ ε

Donde ε es la deformación unitaria inducida en la estruc-tura de pavimento, por una carga de tránsito P, Np es el número de repeticiones admisibles de la carga P, para evitar alcanzar la falla, k es la constante del material, es el exponente de daño del material, y LF es el factor de mayoración de deformaciones

Al no contar con funciones de transferencia cuyas cons-tantes k y b hayan sido calibradas específicamente para diseño de pavimentos asfálticos industriales, se han considerado funciones de transferencia de pavi-mentos de aeropuertos y caminos, tanto para control de agrietamiento de capas asfálticas como control de ahuellamiento de la subrasante. Lo anterior debido a que la magnitud de las cargas de tránsito en pavimentos industriales, se encuentra entre las cargas de pavimentos de caminos y aeropuertos (Figura 4).

Figura 2Modelos estructurales para

diseños de pavimentos asfálticos

Figura 3Licencia de HIPAVE y diagrama de tensiones en la fibra

más baja de la carpeta asfálticadel modelo full rodado



Figura 4Esquema de localización de cargas de tránsito

industriales.

(Cargas)Caminos < (Cargas)Industriales < (Cargas)Aeropuestos

En la Tabla 3, se presentan las constantes k y b de las funciones de transferencia para diseño de pavimentos asfálticos de aeropuertos y en la Tabla 4 se presenta una tabla similar, pero con las constantes calibradas para diseño de pavimentos asfálticos de caminos.

En la Tabla 3, VB[%] corresponde al contenido de ce-mento asfáltico en la mezcla, Sm [MPa] es el módulo de elasticidad de la mezcla asfáltica, y MR corresponde al módulo resiliente de la subrasante. Las constantes k y b de la Tabla 5, han sido calibradas para subrasantes cuyo CBR se encuentre en el rango de 3% ≤ CBR ≤ 30%, y para aeronaves cuyo peso bruto, es decir, tara más carga de operación se encuentre en el rango [40, 400] toneladas. Además la función de transferencia de

la USACE, considera un ahuellamiento de 25 mm como máximo, una vez que se ha alcanzado el número de pasadas por punto admisibles NP.

En la Tabla 4, Va[%] corresponde al porcentaje de huecos de aires contenido en la mezcla asfáltica. Todas las constantes k y b de la Tabla 4, han sido calibradas usando como carga de tránsito, el eje estándar de AASTHO (1993), el cual corresponde a un eje simple de rueda doble, cuya carga por eje es igual a 8.17 toneladas.

Es pertinente aclarar que para cualquier función de transferencia de control de agrietamiento, se debe consi-derar la deformación unitaria ε, debida a la flexotracción de la fibra más baja de la capa asfáltica más profunda, y medida bajo el centro de la placa circular que representa la impronta del neumático de un vehículo. Para el control de ahuellamiento, se debe considerar la deformación unitaria vertical, debida a la compresión de la fibra más alta de la subrasante.

CONTROLA PROCEDENCIA k b

Agrietamiento Shell Bitumen (1998)6918 (0.856VB + 1.080)

106 ⋅ Sm0.36

5

AhuellamientoUSACE

(Wardle, 2001)(1.64*10-9) MR

3 - (4.31*10-7) MR2 +

(42.18*10-5)MR+0.00289(-2.12*10-7) MR

3 + (8.38*10-4) MR2

- 0.0274 MR + 9.57

Tabla 3Constantes k y b, calibradas para diseño de pavimentos asfálticos de aeropuertos

CONTROLA PROCEDENCIA k b

Agrietamiento AASTHO (2002) 3.291

AgrietamientoUSACE

(Wardle, 2001)0.2758168

Sm0.25949

3.291

Agrietamiento Shell Bitumen (1998)3.9811/5 ⋅(0.856VB + 1.8)

101.2Sm0.36

5.000

AhuellamientoAASTHO (2002)95% confianza

1.800017 ⋅ 10-2 4

Ahuellamiento Edward et al. (1970) 2.799936 ⋅ 10-2 4

Ahuellamiento Chevron (Sánchez, 1992) 0.01050418 4.444

Tabla 4Constantes k y b, calibradas para diseño de pavimentos asfálticos de caminos



2.8 Comportamiento estructural del pavimento

Para evaluar el comportamiento estructural de un pa-vimento asfáltico industrial frente a las solicitaciones de tránsito impuestas, se deben considerar los concep-tos de factor de daño Dj y factor de daño acumulado CDFTOTAL, en el marco de la aplicación de la hipótesis de Minner.

2.8.1 Concepto de factor de daño

El daño inducido a una estructura de pavimento, debido a la aplicación de veces la carga de tránsito Pj, se define como el factor de daño expresado en la Ecuación 5,

Dj = nj (5)

NPj

donde NPj es el número de repeticiones admisibles de la carga Pj antes de alcanzar la falla, y que se determina mediante la aplicación de alguna función de transferen-cia. El subíndice j, hace alusión a que la carga Pj corres-ponde a la j-ésima carga de tránsito del vehículo, la cual a su vez está asociada a la j-ésima carga de operación.

2.8.2 Factor de daño acumulado

Si al interior de una instalación industrial, circulan r vehículos y/o maquinarias diferentes, de los cuales cada uno tiene asociadas k cargas de operación distintas, y que transitan en T diferentes rangos de temperatura durante la vida de diseño, entonces el factor de daño acumulado total inducido sobre la estructura de pavi-mento se determina mediante la ecuación 6.

(6)

El criterio de evaluación de comportamiento estructu-ral, consiste en que cuando el factor de daño acumula-do total, alcanza el valor 1, entonces la estructura de pavimento alcanza la falla, ya sea por agrietamiento de la capa asfáltica o por ahuellamiento de la subra-sante.

En el proceso de diseño de un pavimento industrial, se obtiene un factor de daño acumulado tanto para agrie-tamiento como para ahuellamiento. Dado lo anterior, el mayor factor de daño acumulado es el que controla el diseño.

2.9 Ejemplo de aplicación

En el marco del desarrollo del trabajo asociado al pre-sente artículo, y con el objetivo de verificar la eficacia del método empírico mecanicista aplicado al análisis y diseño de pavimentos asfálticos industriales, se desarro-lló un ejemplo de aplicación. Este consistió en el diseño de una estructura de pavimento asfáltico para un patio de manejo de trozos de un aserradero ubicado en la provincia de Arauco, VIII Región.

Los diseños se realizaron considerando la distribución de repeticiones de carga de la misma forma como se distri-buye la temperatura del aire. Para lo anterior se contó con datos de registros de temperaturas, obtenidos de una estación meteorológica digital ubicada en el lugar.

El diseño se realizó considerando un cargador frontal con garra forestal, que opera al interior de la instalación en tareas de acopio y carguío-descarguío de camiones.

2.9.1 Bases de diseño

El análisis y diseño de la estructura de pavimento, se basó en los siguientes antecedentes:

- Equipo que controla el diseño:

Cargador VOLVO L180F a capacidad.

- Tipo de maquinaria:

Cargador Frontal con Garra Forestal.

- Repeticiones de carga:

300 pasadas por punto por día como máximo, incluye cargador y camiones de menor carga por rueda.

- Presión de inflado de neumáticos:

50 [Psi]

- Vida de diseño: 5 Años.

- Cemento asfáltico considerado:

Shell Cariphalte A10E Bitumen

El cargador frontal VOLVO L180F, cargado a capacidad, induce una carga de 12[T] con cada rueda delantera y 3[T] con cada rueda trasera.

2.9.2 Repeticiones de carga

A partir de lo indicado en las bases de diseño, durante la vida del pavimento igual a 5 años, se tendrán 547.500 pasadas por punto en total (n=547.500 [Pax]). Con esto y considerando la distribución de temperaturas de la estación meteorológica, más los supuestos indicados en 2.3.6, se obtiene la Tabla 5, en la cual se muestra la distribución de pasadas por punto de acuerdo con la



distribución de temperaturas, y en donde ni corresponde al número de pasadas por punto asociadas a cada rango de temperaturas.

Tabla 5Distribución de pasadas por punto de acuerdo

a distribución de temperaturas registradaspor estación meteorológica

RANGO DETEMPERATURAS [°C]

% TIEMPO ni

(-5) ≤ T[°C] ≤ 0 0.05 282

0 < T[°C] ≤ 5 0.97 5.305

5 < T[°C] ≤ 10 9.79 53.610

10 < T[°C] ≤ 15 36.44 199.486

15 < T[°C] ≤ 20 35.53 194.520

20 < T[°C] ≤ 25 14.79 80.979

25< T [°C] ≤ 30 2.33 12.754

30< T [°C] ≤ 35 0.10 564

2.9.3 Acumulación de maderas sobre el pavimento

Las rumas de madera acopiadas sobre el pavimento, ejercen una presión uniforme de 0.034 [MPa] sobre la superficie del mismo, lo cual resulta despreciable frente a los 0.35 [MPa] de presión ejercidos por las cargas de tránsito de 12[T] del cargador frontal.

2.9.4 Caracterización de materiales

En el diseño se consideró una subrasante cuya capacidad de soporte, medida mediante el parámetro CBR es igual a un 6%. Además, se considera una sub-base granular cuyo CBR es mayor o igual a 40% y una base granular cuyo CBR es mayor o igual a un 80%. Se utilizan mó-dulos elásticos para las capas asfálticas calculados para cada temperatura de la Tabla 5.

2.9.5 Resultados

Ver resultados en Tabla 6

2.9.6 Análisis y discusión

En la Tabla 6 se aprecia un comportamiento errático de los resultados obtenidos al aplicar F.T. de caminos. Los resultados obtenidos a partir de la aplicación de F.T. cali-bradas por AASTHO 2002, resultan ser los menos confia-bles, dada la ausencia de una tendencia de los mismos. Esto puede deberse a que las F.T de AASTHO 2002, aún se encuentran en etapa de estudio y validación.

Por otra parte, los resultados obtenidos a partir de la aplicación del par de F.T. cuyas constantes han sido calibradas por Asphalt Institute (1982) y Edwards et al. (1970), presentan cierta tendencia lógica, debido a que los modelos estructurales de dos capas resultan más económicos que el modelo full rodado, salvo el caso de modelo estructural tricapa asfáltica, el cual resulta más caro que todos los demás modelos. Lo anterior se debe a que el diseño mínimo con el cual está estructu-rado, es más que suficiente para soportar las cargas de tránsito aplicadas durante toda la vida de diseño. Por el contrario, si no se consideran dichos espesores mínimos, los resultados convergen a una tendencia en la cual el modelo tricapa asfáltica es el más económico de todos los modelos estructurales en estudio.

Los resultados más confiables obtenidos a partir de la aplicación de F.T. de caminos, son los del par Shell Bitumen-Chevron, debido a que presentan una con-vergencia en cuanto a que los costos van decreciendo a medida que se acerca al modelo estructural tricapa asfáltica. Obviamente el modelo tricapa asfáltica resulta más económico debido a que las capas de binder y base asfáltica poseen menor contenido de cemento asfáltico que la capa de rodado.

3. Conclusiones y comentarios

El método empírico mecanicista permite realizar veri-ficaciones tensionales de sistemas multicapa, con lo que adquiere un carácter mucho más analítico, que los clásicos métodos empíricos de diseño. Además, se puede adaptar a cualquier rango de propiedades de materiales y a tantos tipos de cargas de tránsito como lo permitan las restricciones en que se han calibrado las funciones de transferencia correspondientes. Por todo lo anterior, representa un método adecuado para el diseño de pa-vimentos asfálticos industriales.

Figura 5Cargador frontal VOLVO L180F con carga forestal



A partir de los resultados del ejemplo de aplicación, se obtienen las siguientes conclusiones:

Los diseños obtenidos mediante la aplicación de fun-ciones de transferencia de caminos, no resultan confia-bles. Lo anterior se debe principalmente a que dichas funciones han sido calibradas para cargas de tránsito menores que las cargas industriales consideradas en el ejemplo de aplicación.

El diseño con modelo estructural full rodado, obtenido a partir de la aplicación del par de funciones de trans-ferencia Shell Bitumen – USACE, calibradas para diseño

de pavimentos de aeropuertos, es el más confiable, ya que estas funciones han sido calibradas para cargas mucho mayores a las que se han considerado en el ejemplo de aplicación. Sin embargo se aprecia poca flexibilidad ya que no es posible diseñar con otros mo-delos estructurales.

Se requiere calibrar funciones de transferencia para los materiales disponibles en Chile y con cargas de tránsito industriales, debido a que al aplicar funciones que han sido calibradas para diseño de pavimentos de aero-puertos, posiblemente se está incurriendo en diseños exagerados.

F.T. AEROPUERTOSF.T. Agrietamiento: Shell BitumenF.T. Ahuellamiento: USACE

MODELOESTRUCTURAL

hbase[cm] hbin [cm] hcr [cm] ht [cm] COSTO [$/m2] CONTROLA

Full Rodado - - 18 18 22,441.78 Agrietamiento

F.T. CAMINOSF.T. Agrietamiento: AASTHO 2002F.T. Ahuellamiento: AASTHO 2002, 95% nivel de confianza

MODELOESTRUCTURAL


Full Rodado - - 19 19 23,292.99 Ahuellamiento

Binder Rodado - 14 5 19 22,873.97 Ahuellamiento

Base Rodado 19 - 10 29 30,099.27 Agrietamiento

Tricapa Asfáltica 19 5 5 29 29,949.62 Agrietamiento

F.T. CAMINOSF.T. Agrietamiento: Asphalt InstituteF.T. Ahuellamiento: Edwards et al. (1970)

MODELOESTRUCTURAL



Binder Rodado 8 5 13 17,946.29 Ahuellamiento

Base Rodado 8 - 5 13 17,467.49 Ahuellamiento

Tricapa Asfáltica 5 5 5 15 19,289.60 Ahuellamiento

Tricapa Asfáltica* 9 2 2 13 17,317.85 Ahuellamiento

F.T. CAMINOSF.T. Agrietamiento: Shell BitumenF.T. Ahuellamiento: Chevron

MODELOESTRUCTURAL



Binder Rodado - 17 5 22 25,337.81 Ahuellamiento

Base Rodado 18 - 5 23 25,081.79 Ahuellamiento

Tricapa Asfáltica 12 5 5 22 24,619.61 Ahuellamiento

Tabla 6Resumen de diseños obtenidos considerando distribución de repeticiones de carga de acuerdo

con distribución de temperaturas



Por otra parte, se deben utilizar materiales asfálticos adecuados para el tipo de solicitación que tiene un pavimento industrial. Esto, desde el punto de vista del soporte estructural de diseño, como del com-portamiento en el ciclo de vida. En este trabajo en particular, se utilizó cemento asfáltico modificado con polímeros.

Respecto del número de repeticiones de carga, se reco-mienda realizar estudios específicos debido a la impor-

tancia en los resultados. Así, si se diseña con números de repeticiones no acertados, se obtendrán diseños insuficientes o sobredimensionados.

El programa HIPAVE entrega resultados satisfactorios, sin embargo no permite incluir rangos de temperatura en el análisis. Por tanto sería útil desarrollar un programa que permita incluir la distribución de repeticiones de cargas de tránsito, de acuerdo con la distribución de temperaturas del aire.

Referencias

1. AASTHO (1993) Guide for Design of Pavement Structures. American Association of State Highway and Transportation Officials. Washington D.C.

2. AASTHO (2002) Guide for Mechanistic – Empirical Design. American Association of State Highway and Transportation Officials. Washington D.C.

3. Asphalt Institute (1982) Research and Development of the Asphalt Institute’s Thickness Design Manual (MS-1) Ninth Edition. Lexington.

4. Edwards, J. y Valkering, C. (1970) Structural Design of Asphalt Pavements. Shell International Petroleum Co., Ltd. Londres

5. M.O.P. (2008) Manual de Carreteras, Volumen N° 3, Instrucciones y Criterios de Diseño. Ministerio de Obras Públicas. Santiago.

6. Salamanca, G. (2007) Influencia de la Contaminación Salina en el Envejecimiento Prematuro de Mezclas y Tratamientos Asfálticos. Memoria de Título Ingeniero Civil. Departamento de Ingeniería Civil. Universidad de Chile. Santiago.

7. Sánchez, F. (1992) Cien Fórmulas Útiles para el Ingeniero de Pavimentos. S Editorial. Bogotá.

8. Shell Bitumen (1998) Pavements Design Method - SPDM 3.0. Shell International Oil Products. Amsterdam.

9. Wardle, L. (1999) Airport Pavements Structural Design. Mincad Systems Pty. Ltd. Victoria.

10. Wardle, L., Rodway, B., Rickards, I. (2001) Calibration of Advanced Flexible Aircraft Pavement Design Method to S77 – 1 Method in Advancing Airfield Pavements. ASCE Airfield Pavement Specialty Conference. Chicago. Agosto.


Statistical

Characterization of

Prestressed Concrete

Road Bridge Decks

Caracterización Estadística de Tableros Pretensados para Carreteras

Autores

YEPES, V. Doctor Ingeniero de Caminos. Profesor Titular de Universidad.ICITECH. Departamento de Ingeniería de la Construcción. Universidad Politécnica de Valencia. España


Fecha de recepción


30/06/2009

10/07/2009

DÍAZ, J. Ingeniero de Caminos. Investigador de Postgrado.ICITECH. Departamento de Ingeniería de la Construcción. Universidad Politécnica de Valencia. España


GONZÁLEZ-VIDOSA, F. Doctor Ingeniero de Caminos. Profesor Titular de Universidad.ICITECH. Departamento de Ingeniería de la Construcción. Universidad Politécnica de Valencia. España


ALCALÁ, J. Ingeniero de Caminos. Profesor Colaborador.ICITECH. Departamento de Ingeniería de la Construcción. Universidad Politécnica de Valencia. España



páginas: 95 - 109 Yepes, V. - Díaz, J. - González-Vidosa, F. - Alcalá, J.]

El presente artículo presenta una caracte-rización estadística de una muestra de 87 tableros reales de pasos superiores pre-tensados de canto constante para carre-teras. El objetivo principal es encontrar fórmulas de predimensionamiento con el mínimo número de datos posible que permita mejorar el diseño previo de estas estructuras. Para ello se ha realizado un análisis exploratorio y otro multivariante de las variables geométricas determinan-tes, de las cuantías de materiales y del coste, tanto para tableros macizos como aligerados. Los modelos de regresión han permitido deducir que el canto y la

The present paper presents a study to statistically characterise 87 prestressed concrete bridge decks of real flyovers of constant depth. The main objective of the study is to find design formulae with the least number of data so as to improve the preliminary design of this type of structures. The study performs an exploratory analysis and a multivariant analysis of the geometrical variables, the amount of materials and the cost, both for voided decks and for non-voided decks. The regression models have allowed to predict the depth and the prestressing active reinforcement as a function of

armadura activa quedan bien explicados por la luz, mientras que la cuantía de hormigón lo es por el canto. La variable que mejor explica (71,3%) el coste por unidad de superficie de tablero en losa maciza es el canto, mientras que en las aligeradas es la luz (51,9%). Las losas macizas son económicas en vanos infe-riores a los 19,24 m. La luz principal y los voladizos, junto con la anchura del tablero para el caso de losas macizas, o el aligeramiento interior en el caso de las aligeradas, bastan para predimensionar la losa, con errores razonables en la es-timación económica.

the span, while the amount of concrete results a function of the depth of the deck. The variable that better explains (71.3%) the cost per unit surface of the deck in non-voided bridges is the depth, while for voided decks is the main span (51.9%). Non-voided decks are economical for spans inferior to 19.24 m. The main span and the external void together with de width of the deck for non-voided slabs or the interior voids in the case of voided slabs are enough to find the preliminary design of the slab with reasonable accuracy for the economic assessment of the design.

Abstract

Key words: Prestressed concrete bridge decks, multivariate analysis, economic preliminary design.

Palabras clave: Puentes pretensados, análisis multivariante, predimensionamiento económico.

Resumen


[] Yepes, V. - Díaz, J. - González-Vidosa, F. - Alcalá, J.

1. Introducción

Las infraestructuras de comunicación terrestre requieren un volumen importante de estructuras de hormigón pretensado. En España, los diferentes planes de inver-sión han conducido a la construcción anual de varios centenares de pasos superiores, tanto de vigas prefa-bricadas como de tableros de losas construidos in situ. Datos referidos a la licitación conjunta realizada por el Ministerio de Fomento en carreteras y ferrocarriles indican inversiones de 7.528 y 9.572 millones de euros, respectivamente, en los años 2005 y 2006 (SEOPAN, 2007). Los costes de los viaductos y de los pasos supe-riores, recogidos de varias obras, oscilan entre el 5 y el 15% de los costes totales. En investigaciones previas (Payá et al., 2008; Perea et al., 2008) se han compro-bado economías mínimas en torno a un 5% en coste para estructuras optimizadas como muros, pórticos de edificación o marcos de carretera, lo cual podría suponer para el caso de tableros losa un ahorro anual cercano a los 40 millones de euros. Por tanto, cualquier intento por mejorar los criterios de diseño de estas estructuras queda plenamente justificado.

Los pasos superiores de tablero in situ se utilizan para luces cortas y medias, que pueden alcanzar los 50 ó 60 m, con luces máximas habituales en torno a los 30 m. Esta tipología es el resultado del compromiso entre la facilidad constructiva y las condiciones resistentes (Manterola, 2006). Algunas ventajas de estas estructuras frente a las prefabricadas de vigas son la supresión de juntas, la reducción de momentos flectores principales cuando el tablero es continuo y una mayor libertad en forma y en la colocación de las pilas. Los puentes losa suelen proyectarse en tramos continuos hiperestáticos, en hormigón pretensado casi siempre. El encofrado usualmente se fabrica para cada tablero, por lo que se adaptan a cualquier trazado, prestándose a diseños más cuidados. La importancia estética de estas estructuras no es desdeñable, pues con frecuencia son las únicas obras visibles para el usuario que circula bajo ellas. Por ello suelen preferirse por las administraciones promotoras de estas obras.

El proyecto de estas estructuras, por habitual, es muy conocido y está totalmente asentado. En numerosos proyectos se repiten diseños similares, cuando no idén-ticos. La reproducción de formas es tan acusada, que llega a dotar de personalidad propia a las vías de co-municación terrestre, haciendo que en muchos casos se pueda reconocer una autovía observando alguno de sus pasos superiores. Un caso es el de la autopista AP-41 entre Madrid y Toledo, donde el mismo tablero se repite hasta en 70 ocasiones. En la autovía A-23 hay un tipo de tablero que, con ligeras variaciones, se repite 31 veces en el tramo que discurre por la provincia de Teruel.

Esta repetición de dimensiones y formas justifica la importancia del predimensionamiento. En efecto, el diseño tradicional de las estructuras constituye un pro-ceso iterativo que se inicia con la definición previa de unas dimensiones y unos materiales que son fruto de la experiencia del proyectista y de reglas sancionadas por la práctica. A continuación se analiza la estructura a partir de los principios de la resistencia de materiales y disciplinas afines, de modelos de comportamiento de los materiales y de las prescripciones de la normativa vigente. El proyecto concluye cuando, tras varios ajus-tes y correcciones, queda garantizada su seguridad y funcionalidad. Sin embargo, la objetividad del diseño y la economía alcanzada de esta forma depende fuerte-mente de la pericia del calculista. Tanto la experiencia recogida de las realizaciones recientes, como métodos de optimización estructural, permiten una mejora del método de prueba y error descrito.

La disponibilidad de ordenadores de elevada potencia y bajo coste, junto con el desarrollo de técnicas basa-das en la inteligencia artificial, ha permitido un avance importante en el diseño de estructuras óptimas (Sarma y Adeli, 1998). La optimización de estas estructuras requiere un intenso trabajo de investigación y programa-ción para extraer conclusiones aplicables a casos reales. Una forma que tiene el ingeniero de acercarse al diseño de estructuras óptimas es que se difundan fórmulas de predimensionamiento económico derivadas de trabajos de optimización previos (Yepes et al., 2008). La otra vía consiste en aprovechar la experiencia subyacente en realizaciones recientes. En este artículo, se presenta un estudio realizado sobre una muestra de tableros preten-sados reales de los que se pretende extraer información útil para mejorar los diseños actuales.

2. Análisis exploratorio de las variables

La muestra analizada consta de 87 tableros pretensados de canto constante realmente ejecutados en España, de los cuales 61 son losas aligeradas y 26 losas macizas. Las estructuras corresponden a pasos superiores de carretera diseñados por seis oficinas de proyectos. La información se ha extraído de una base de datos de puentes de los que se ha dispuesto de la documentación original (Díaz, 2009).

Las variables que definen los tableros son las siguien-tes: (1) longitud total del puente, (2) número de vanos, (3) anchura del tablero, (4) luz principal, (5) canto del tablero, (6) número de apoyos por pila, (7) número de apoyos en estribo, (8) cuantía de hormigón, (9) cuantía de armadura activa, (10) cuantía de armadura pasiva, (11) aligeramiento exterior, (12) aligeramiento interior –en losas aligeradas–, (13) superficie de encofrado. Las



Figura 1Sección tipo de tablero de puente losa

variables que expresan longitudes se miden en metros; las cuantías de material se miden por metro cuadrado de tablero: hormigón y aligeramientos (m3/m2), aceros (kg/m2), encofrado (m2/m2). La esbeltez se computa como cociente entre el canto y la luz. Además, se ha calculado la cuantía de armadura pasiva en kg por m3 de hormigón. En la Figura 1 se muestran las variables geométricas que delimitan la sección de una losa alige-rada con voladizos.

La herramienta de tratamiento de datos y análisis esta-dístico ha sido SPSS 17. En las Tablas 1 y 2 se recogen los estadísticos muestrales básicos: media, coeficiente de variación, valor mínimo, valor máximo y percentiles 25, 50 y 75. A continuación se examinan las variables más importantes y se comparan con recomendaciones procedentes de distintas fuentes.

2.1. Análisis de las variables geométricas determinantes

Seguidamente se estudian las luces máximas, el canto de la losa y la esbeltez. La descripción del resto de variables como la longitud total del puente, número de vanos o número de apoyos en pilas y estribos queda reflejada en las Tablas 1 y 2.

a) Luces máximas

Las luces típicas en los pasos superiores de autovía de tramo recto de dos vanos son 30-30 m; con tres vanos, son de 20-36-20 m; y en el caso de cuatro vanos, es muy frecuente encontrar valores de 12-18-18-12 m. Con cruces esviados, las luces aumentan, por ejemplo, a 14-20-20-14 m. La Dirección General de Carreteras en España (DGC, 2000) establece que el rango de luces para estos puentes está entre los 10 y 45 m, recomen-dando por razones económicas que por debajo de 18 m se realicen con hormigón armado, y por encima de 20 m, con pretensado; en los casos intermedios otras consideraciones como la esbeltez, la facilidad constructiva o las condiciones ambientales son las que determinarían finalmente la solución. El SETRA (1989) baja el intervalo de indefinición entre el hormigón armado y el pretensado a luces entre 14 y 18 m. Las losas con canto constante son económicas hasta luces de 30-35 m, siendo conveniente realizar una variación longitudinal de la inercia o bien diseñar losas acarte-ladas para vanos mayores. Manterola (2006) indica que las losas macizas de sección constante no superan habitualmente los 20 m de vano, aunque existen casos donde se llegan a los 25-30 m; las luces se alargan a los 20-40 m con aligeramientos interiores, pudiéndose alcanzar los 60 m.

Las Tablas 1 y 2 representan valores de losas de tramos continuos (solo se recoge un caso de vano único en una losa maciza de 24,50 m y dos casos de 22,18 y 26,25 m en aligerada). La menor luz corresponde a una losa maciza de 15,20 m, mientras que la mayor lo es de una aligerada de 45 m. Las losas con aligeramientos presen-tan una luz media próxima a 30 m, un 38,6% superior a la correspondiente a las macizas, comprobándose que son significativamente diferentes (nivel de confianza del 95% de la prueba t de Student suponiendo las varian-zas distintas). Solo una losa aligerada presenta una luz inferior a los 20 m, mientras que más de la mitad de las macizas superan dicho valor, sin sobrepasar los 30 m. En efecto, el 42,3% de las macizas se encuentran por debajo de los 20 m, y el 15,4% por debajo de 18 m. Además, el 26,2% de las aligeradas superan 35 m, sin necesidad de variar el canto o disponer cartelas.

b) Canto de la losa

En primera aproximación, el canto de una losa pretensada de espesor uniforme sería la veinticincoava parte de su luz principal (Manterola, 2006), lo cual significaría una varia-ción entre 0,60 y 1,80 m para el rango de luces de 15 a 45 m. Para la DGC (2000), la economía en la construcción aconseja que las losas macizas dispongan cantos inferio-res a 0,90 m, mientras que a partir de 1,20 m, lo mejor es el aligeramiento interior; en los casos intermedios se deberían estudiar otros factores. Monleón (2002) recoge valores máximos para el canto en función de los voladi-zos: para losas macizas, alas de hasta 1,00 m limitarían los cantos a 0,80 m, mientras que alas de hasta 2,50 m subirían el tope a 1,00 m; en el caso de losas aligeradas, los límites son 1,20 y 1,40 m, respectivamente.

En las Tablas 1 y 2 se observa que los cantos de las losas macizas no superan 1,20 m, comprobándose que el 30,8% se encuentran entre 0,90 y 1,20 m. Los tableros aligerados, salvo en un solo caso, no bajan de 0,90 m, disponiendo el 27,9% de un canto inferior a 1,20 m. Sin embargo, el 13,1% de las aligeradas superan el límite de 1,40 m citado anteriormente. Además, los valores medios de los cantos son significativamente distintos, con un nivel de confianza mínimo del 95% para la prueba t de Student.



Losas macizas media C.V. mín. máx. P. 25 P. 50 P. 75

Longitud total (m) 61,04 35,5% 24,50 128,00 44,20 63,50 72,75

Número vanos 3,35 32,6% 1 6 3 3 4

Anchura tablero (m) 11,76 35,3% 7,10 27,50 9,48 11,10 12,26

Luz principal (m) 21,62 21,2% 15,20 30,00 18,00 20,45 23,38

Canto tablero (m) 0,85 19,9% 0,65 1,20 0,73 0,80 1,00

Luz / canto 25,38 9,1% 20,42 28,50 23,47 25,33 27,27

Apoyos pila 1,69 36,6% 0 3 1 2 2

Apoyos estribo 2,31 34,1% 2 5 2 2 2

Hormigón (m3/m2) 0,61 21,0% 0,46 1,02 0,50 0,61 0,71

Armadura activa (kg/m2) 19,59 29,7% 13,86 31,34 14,64 18,17 21,60

Armadura pasiva (kg/m3) 109,40 20,8% 70,80 161,57 95,26 107,78 122,39


Aligeramiento exterior (m3/m2) 0,24 45,5% 0,03 0,42 0,17 0,24 0,35

Encofrado (m2/m2) 1,08 5,0% 0,92 1,17 1,06 1,07 1,12

Coste del tablero (€/m2) 272,43 16,7% 217,31 372,29 225,03 265,25 314,44

Losas aligeradas media C.V. mín. máx. P. 25 P. 50 P. 75

Longitud total (m) 91,87 60,7% 22,18 300,20 60,50 72,00 92,40

Número vanos 3,79 47,0% 1 12 3 3 4

Anchura tablero (m) 11,42 24,5% 7,60 23,00 9,90 11,00 12,45

Luz principal (m) 29,97 20,6% 18,00 45,00 25,00 31,00 35,48

Canto tablero (m) 1,25 14,2% 0,85 1,75 1,13 1,25 1,32

Luz / canto 23,93 12,0% 18,46 30,40 21,74 23,33 26,39

Apoyos pila 1,70 36,2% 0 4 1 2 2

Apoyos estribo 2,20 26,0% 2 4 2 2 2

Hormigón (m3/m2) 0,65 17,3% 0,44 0,97 0,56 0,66 0,71

Armadura activa (kg/m2) 22,64 28,9% 11,17 38,16 17,99 21,99 26,85



Aligeramiento exterior (m3/m2) 0,40 30,8% 0,12 0,74 0,31 0,39 0,47

Aligeramiento interior (m3/m2) 0,20 24,2% 0,11 0,33 0,16 0,20 0,24

Encofrado (m2/m2) 1,12 3,9% 1,01 1,23 1,09 1,12 1,15

Coste del tablero (€/m2) 314,10 15,2% 228,72 436,36 276,67 317,27 346,73

Tabla 1Descripción de las variables de las losas macizas, de una muestra de 26 individuos

Tabla 2Descripción de las variables de las losas aligeradas, de una muestra de 61 individuos

[100 ]Revista de la ConstrucciónVolumen 8 No 2 - 2009


c) Esbeltez

La relación entre el canto y la luz –esbeltez– de una losa pretensada de espesor constante es aproximadamente de 1/25, sin embargo, este valor se puede matizar en función del tipo de sección. Así, para losas con vola-dizos, la DGC (2000) recomienda una esbeltez entre 1/22 y 1/30, independientemente del aligeramiento; se podría llegar a 1/40 en losas macizas sin voladizos, si bien a costa de mayor armadura, siendo muy flexibles y con mucha vibración. El SETRA (1989) recomienda una esbeltez de 1/22 a 1/25 para losas de una sola luz; para dos vanos, estas relaciones son de 1/28 en losas rectangulares y de 1/25 con voladizos amplios; con tres o más vanos, las recomendaciones anteriores son de 1/33 y 1/28 respectivamente. Sin embargo, en el estu-dio estadístico realizado, el coeficiente de correlación R entre la esbeltez y el número de vanos no indica una relación lineal (R=-0,137 en el caso de losas aligeradas y R=0,135 en las macizas). Ello puede deberse a la poca representatividad de casos de un solo vano.

En las Tablas 1 y 2 se observa que las losas macizas son, en media, sensiblemente más esbeltas que las aligeradas, sin embargo, no es descartable la hipótesis nula de igualdad de las medias, tras una prueba t de hipótesis con un nivel de confianza superior al 95%. En las macizas, solo el 7,7% de los casos son más gruesas a 1/22, y ninguna es más esbelta de 1/30. Solo un caso aligerado es más esbelto de 1/30, mientras que el 29,5% de la muestra es menos esbelta de 1/22.

2.2. Análisis de las cuantías de materiales

Se estudia a continuación las cuantías de hormigón, de armadura activa y de armadura pasiva referida a la unidad de superficie del tablero. La descripción de los aligeramientos queda descrita en las Tablas 1 y 2.

a) Cuantía de hormigón

La DGC (2000) indica una cuantía entre 0,55 y 0,70 m3 de hormigón por cada m2 de tablero. En las Tablas 1 y 2 se observa como la cuantía media es un 6,7% superior en las losas aligeradas; sin embargo, no existen diferencias significativas en las medias (nivel de confianza del 95%). El 21,3% de las losas aligeradas presenta una cuantía inferior a 0,55, mientras que el 29,5% supera la cifra de 0,70. El 42,3% de las macizas muestra valores inferiores a 0,55, en cambio el 26,9% sobrepasa la cifra de 0,70.

b) Cuantía de armadura activa

Es habitual disponer entre 10 y 25 kg de armadura activa por cada m2 de tablero (DGC, 2000). Los datos

muestran que la losa aligerada presenta una cuantía media de 22,64 kg/m2, frente a los 19,59 kg/m2 de la maciza. Dichas medias son estadísticamente distintas con un nivel de confianza de, al menos, el 95%. Un 32,8% de las aligeradas presenta una cuantía superior a 25 kg mientras que el 19,2% de las macizas supera dicha cifra. Nunca se baja de los 10 kg.

c) Cuantía de armadura pasiva

La DGC (2000) considera una cuantía entre 70 y 100 kg de armadura pasiva por cada m3 de hormigón. Sin embargo, estas previsiones son escasas en relación con los datos mostrados en las Tablas 1 y 2. La losa maciza presenta, de media, un 6,7% más de cuantía que la aligerada; sin embargo, la prueba t no aporta motivos para rechazar la hipótesis nula de que ambas medias sean iguales con una confianza del 95% Solo un caso de losa maciza se encuentra por debajo de 70 kg/m3, mientras que el 65,4% supera los 100 kg/m3. Única-mente dos losas aligeradas se encuentran por debajo de 70 kg/m3, mientras que el 50,8% se encuentra por encima de 100.

Resulta razonable pensar que la armadura pasiva se ve más influenciada por las condiciones de apoyo, que condicionan los esfuerzos de flexión transversal y de torsión, que por la luz (DGC, 2000). Sin embargo, el aná-lisis estadístico realizado no ha detectado correlaciones significativas de la cuantía armadura pasiva por unidad de volumen de hormigón respecto a otras variables (ver Figuras 2 y 3). La justificación puede venir por el hecho de que el proyectista trata de apoyar el tablero de forma que los esfuerzos citados se reduzcan al mínimo.

Con todo, a efectos de predimensionamiento, es inte-resante relacionar la cuantía de armadura pasiva con la superficie del tablero. Las medias reflejadas en las Tablas 1 y 2 son similares, lo cual se confirma con la prueba t que no permite rechazar la hipótesis nula de igualdad de medias con una confianza del 95% Además, no se ha constatado ninguna correlación significativa de esta variable con otras, en especial con la luz máxima (ver Figuras 2 y 3). Ello indica que, dentro de los rangos del estudio, se puede utilizar un valor medio de 65 kg/m2 para la armadura pasiva.

2.3. Análisis del coste del tablero

Una estimación del coste del tablero requiere la suma de todos los costes unitarios de obra por su medición. Para uniformizar los costes en toda la muestra, se ha considerado un coste de 3 €/kg para la armadura activa, incluyendo las vainas, su colocación y la parte propor-cional de anclajes y operaciones de tesado. Para las



armaduras pasivas totalmente colocadas se ha tomado un coste medio de 1 €/kg. Se ha estimado un coste me-dio de 65 €/m3 para el hormigón del tablero, fabricado, transportado y colocado. El importe del aligeramiento interior es similar al del hormigón que desplaza cuan-do se tiene en cuenta la materia prima, la colocación y las barras pasivas que hay que disponer para evitar que floten, es decir, 65 €/m3. Se puede considerar, sin grandes errores, que el coste del hormigón, armaduras y aligeramientos está en proporción 3 a 2 con el resto de costes del tablero, lo cual permite el cálculo del coste total. El coste medio por unidad de superficie del tablero aligerado, de 314,20 €/m2, es un 15,3% superior al macizo, según se muestra en las Tablas 1 y 2; además, las medias son distintas con un nivel de confianza del 95%. Estos valores solo son adecuados para el rango de luces de la muestra. En el apartado 3.3 se analiza la luz económica para cada tipo de losa.

3. Aplicación del análisis multivariante

A continuación se realiza un análisis multivariante de las relaciones simultáneas entre las variables definidas para cada uno de los puentes losa. Para ello se estudian, en primer lugar, las correlaciones lineales entre las variables; a continuación se realiza un análisis por componentes principales que reducirá la dimensión del problema y, por último, una regresión lineal múltiple para explicar las variables de respuesta más importantes.

3.1. Correlación entre las variables

Para cuantificar el grado de relación lineal entre dos va-riables se utiliza el coeficiente de correlación de Pearson R, que oscila entre -1 y 1, indicando un valor 0 cuando no existe tal relación (ver Draper y Smith, 1999). En las

Figura 3Agrupamiento de variables de un tablero pretensado aligerado con R>0,500

en valor absolutoa un nivel de significación

bilateral de 0,05

Figura 2Agrupamiento de variables de un tablero pretensado

macizo con R>0,500en valor absoluto

a un nivel de significación bilateral de 0,05



Figuras 2 y 3 se han graficado las variables con R su-perior a 0,500 en valor absoluto, siempre y cuando su significación bilateral hubiese sido, al menos, de 0,05 (test de hipótesis para determinar si dichos coeficientes son distintos de cero). Se observa en la Figura 2 que en los tableros macizos existen 10 variables relacionadas linealmente entre sí, siendo los vínculos más fuertes los de la luz principal, el canto del tablero y la cuantía de armadura activa por un lado, la longitud total con el número de vanos, y la anchura del tablero con el núme-ro de apoyos en el estribo. En las losas aligeradas (ver Figura 3), se aprecian tres grupos de variables, siendo las relaciones más fuertes las correspondientes a la luz principal y el canto del tablero por un lado, y a la longi-tud total del puente y el número de vanos por otro.

3.2. Análisis de componentes principales

El análisis de componentes principales (PCA) calcula unos factores que sean combinación lineal de las varia-bles originales y que, además, sean independientes entre sí. El primer componente se elige de forma que recoge la mayor proporción posible de la variabilidad original, el segundo recoge la máxima variabilidad no recogida por el primero, y así sucesivamente. A continuación, en una matriz factorial, se representan las correlaciones entre

Componentes

1 2 3

Luz principal (m) 0,953

Canto tablero (m) 0,937

Armadura activa (kg/m2) 0,919

Coste (€/m2) 0,810 0,281 0,428

Aligeramiento exterior (m3/m2)

0,677 -0,526

Hormigón (m3/m2) 0,658 0,536 0,302

Número vanos -0,267 -0,861

Apoyos estribo 0,836

Longitud total (m) 0,251 -0,832

Anchura tablero (m) 0,788

Armadura pasiva (kg/m2) 0,909

Apoyos pila -0,333 -0,725

Tabla 3Matriz de correlación componentes rotados

para tableros macizos

las variables originales y los componentes principales. Esta técnica no presupone una dependencia a priori entre las variables, y por tanto, se aplica antes de iniciar una regresión múltiple (ver Shaw, 2003).

Como la unidad de medida de cada variable puede influir en el resultado del análisis, se ha empleado la matriz de correlaciones en lugar de la de covarianzas, lo cual equivale a aplicar el PCA a los datos tipificados, en vez de en bruto. De este modo, el valor medio de los componentes principales es 0 y su desviación típica 1. Además, se ha tomado como criterio para determinar el número de componentes principales el que su autovalor sea superior a la unidad; la razón es que si una compo-nente principal no puede explicar más variación que una sola variable por sí misma, entonces es probable que no sea importante. Asimismo, para facilitar la interpretación de las componentes principales, se ha empleado el mé-todo Varimax, que supone una rotación ortogonal que minimiza el número de variables que tienen saturaciones altas en cada factor (Kaiser, 1958).

Con los criterios expuestos, bastan tres componentes para explicar el 80,8% de la varianza de los datos de las losas macizas. La Tabla 3 recoge la matriz factorial de los componentes rotados, que indica la correlación existente entre cada uno de los componentes principa-les y las variables originales. Se comprueba que existen tres grupos de variables que se encuentran conectados entre sí. El primero está formado por el coste por unidad de superficie del tablero, la luz principal, el canto del tablero y las cuantías de armadura activa, hormigón y aligeramiento exterior por unidad de superficie de ta-blero. En un segundo grupo se observa que la longitud total y el número de vanos se encuentran relacionados, junto con el número de apoyos en estribo y la anchura del tablero, aunque de forma inversa. Por último, la armadura pasiva se encuentra relacionada inversamente con el número de apoyos en pila.

Con cuatro componentes se explica el 79,0% de la información de las variables de las losas aligeradas. Del análisis de la Tabla 4 se deducen cuatro grupos de variables relacionadas entre sí. El primero está formado por el coste por unidad de superficie del tablero, la luz principal, el canto del tablero y las cuantías de armadura activa, hormigón y aligeramiento interior por unidad de superficie de tablero. En un segundo grupo se encon-traría la longitud total del puente, el número de vanos y el número de apoyos por pila. La armadura pasiva por unidad de superficie y el aligeramiento exterior se relacionan de forma inversa. El último grupo indica una fuerte dependencia entre la anchura del tablero y el número de apoyos en el estribo.



3.3. Modelos de regresión múltiple

En este apartado se realiza un análisis de regresión de las variables de los tableros. Para ello se realizan infe-rencias acerca de modelos lineales simples o múltiples y se obtienen medidas cuantitativas del grado de relación de las variables a través del coeficiente de correlación R. Los modelos lineales se ajustan por mínimos cuadrados de forma que la variable de respuesta se encuentre explicada al máximo posible por un conjunto de varia-bles independientes. La bondad del ajuste se evalúa mediante el coeficiente de determinación R2, que se interpreta como la proporción de variación de la variable de respuesta explicada mediante el modelo de regresión lineal (ver Draper y Smith, 1999).

En primer lugar, se intenta explicar cada variable de res-puesta en función de aquella variable independiente con la cual se encuentra más correlacionada. Sin embargo, es posible explicar un mayor porcentaje de la variabilidad aplicando modelos de regresión múltiple aditiva. Se trata de aumentar el coeficiente de regresión incorporando variables independientes explicativas. Para ello se procede mediante el método stepwise de pasos sucesivos (ver Hoc-king, 1976), consistente en introducir las variables una por una y comprobar si la variable permanece o sale del

modelo. Se toma como criterio de inclusión en el modelo un incremento en la varianza explicada significativo al 5% (F=0,05), mientras que para excluir una variable se considera un decremento del 10% (F=0,10). La primera variable que se introduce es la que tiene el coeficiente de correlación de Pearson R más alto. A continuación se vuelven a calcular todas las correlaciones eliminando la influencia de aquella que ya ha entrado en el modelo, y se introduce la siguiente con mayor R; de esta forma se consigue que las variables que entren no sean depen-dientes de las que ya figuran en el modelo.

a) Análisis de la relación entre el canto y la luz

En la Figura 4 se ha representado la relación luz/canto respecto a la luz principal. Los coeficientes de correlación resultantes, a un nivel de significación mínimo del 0,05 son R2 = 0,592 en losas aligeradas y R2 = 0,105 en losas macizas. Para el tablero aligerado es factible un modelo de regresión simple (ver Tabla 5), pero que para las maci-zas, es preferible una predicción basada en el valor medio de la población antes que en función de la luz.

Tabla 4Matriz de correlación componentes rotados

para tableros aligerados

Componentes

1 2 3 4

Coste (€/m2) 0,923 -0,270

Luz principal (m) 0,880 0,317

Armadura activa (kg/m2)

0,865

Hormigón (m3/m2) 0,848

Canto tablero (m) 0,819 0,477

Aligeramiento interior (m3/m2)

0,721

Número vanos 0,927

Longitud total (m) 0,860 0,317

Apoyos pila 0,761

Aligeramiento exterior (m3/m2)

0,882

Armadura pasiva (kg/m2)

-0,676

Apoyos estribo 0,910

Anchura tablero (m) 0,275 0,880

Figura 4Relación luz/canto respecto a la luz principal

de un puente losa pretensado

Figura 5Relación entre la luz principal y el canto del tablero



A la vista de lo anterior, es preferible otro modelo que prediga mejor el canto de la losa. Para ello se analiza en primer lugar la relación estadística entre el canto y la luz. En la Figura 5 se aprecia la proporcionalidad entre ambas variables, tanto para losas macizas como aligeradas. En ambos casos, el enfoque del análisis de la varianza, para un nivel de confianza del 95%, prueba la significación de la regresión por mínimos cuadrados, es decir, que para predecir el canto de un tablero es mejor un modelo lineal referido a la luz principal que el propio valor medio del canto. El coeficiente R2 es de 0,786 para las losas macizas y de 0,677 para las aligeradas.

En la Tabla 6 se resumen los modelos de regresión resul-tantes para el canto de tableros macizos y aligerados. Las variables explicativas del 82,3% de la variabilidad del canto de un tablero aligerado son la luz principal, el aligeramiento exterior (voladizos) y el aligeramiento interior. En cambio, el 84,5% de la variabilidad del canto de una sección maciza se modula, además de por la luz principal, por el ancho del tablero. Se advierte que el modelo de regresión múltiple explica un 14,6% más la variabilidad del canto en los tableros aligerados, y un 5,9% más en el caso de los macizos.

b) Análisis de la cuantía de hormigón

A continuación se estudia la posibilidad de modelos de regresión lineal que expliquen la cuantía de hormigón. Para ello se procede con el método de los pasos sucesi-vos, al igual que se hizo anteriormente (ver Tabla 7). El canto del tablero macizo explica el 57,5% de la cuantía de hormigón, que puede subir al 75,9% si se incluye la longitud total y la luz principal. En el caso de las losas aligeradas, el canto modula el 43,5% de la incertidum-bre de la cuantía de hormigón, que sube al 92,5% en cuanto se añade el efecto del aligeramiento exterior.

c) Análisis de la cuantía de armadura activa

Seguidamente se comprueba si la cuantía de acero activo por unidad de superficie del tablero aumenta lineal-mente con la luz, tal y como indica la DGC (2000). En la Figura 6 se aprecia dicha proporcionalidad, y en la Tabla 8 se indican los modelos de regresión estimados. El coeficiente R2, indica que el 63,0% de la variabilidad de la cuantía de armadura activa se explica con la luz en las losas aligeradas, mientras que lo hace en un 71,4% en las macizas. No obstante, es posible aumentar dicho

Tablero Modelo R2 Coeficientes Error típicoLímite

inferiorLímite

superior

Aligerado 1 Constante 0,592 13,205 1,183 10,837 15,573

Luz principal (m) 0,358 0,039 0,281 0,435

Tabla 5Regresión lineal para la relación luz/canto en tablero aligerado.

Límites superior e inferior de confianza de los coeficientes del 95%

Tablero Modelos R2 Coeficientes Error típicoLímite

inferior Límite

superior

Macizo 1 Constante 0,786 0,141 0,078 - 0,019 0,301

Luz principal (m) 0,033 0,004 0,026 0,040

2 Constante 0,845 0,014 0,080 - 0,152 0,179

Luz principal (m) 0,033 0,003 0,027 0,040

Ancho tablero (m) 0,010 0,003 0,003 0,017


Luz principal (m) 0,024 0,002 0,019 0,028

2 Constante 0,823 0,383 0,054 0,274 0,491

Luz principal (m) 0,013 0,002 0,008 0,018

Alig. ext. (m3/m2) 0,575 0,092 0,391 0,759

Alig. int. (m3/m2) 1,256 0.279 0,698 1,814

Tabla 6Modelos de regresión lineal para el canto del tablero macizo. Confianza del 95% para los límites superior e inferior




inferiorLímite

superior

Macizo 1 Constante 0,575 0,123 0,087 -0,057 0,302

Canto tablero (m) 0,571 0,100 0,364 0,777

2 Constante 0,759 0,204 0,072 0,055 0,353

Canto tablero (m) 0,959 0,171 0,604 1,315

Longitud total (m) -0,002 0,001 -0,003 0,000

Luz principal (m) -0,014 0,007 -0,027 0,000

Aligerado 1 Constante 0,435 0,126 0,079 -0,031 0,284

Canto tablero (m) 0,421 0,062 0,296 0,546

2 Constante 0,925 0,041 0,029 -0,017 0,100

Canto tablero (m) 0,742 0,028 0,685 0,798

Alig. ext. (m3/m2) -0,795 0,041 -0,877 -0,714

Tabla 7Modelos de regresión lineal para la cuantía de hormigón (m3/m2). Límites superior e inferior de confianza de los

coeficientes del 95%


inferiorLímite

superior

Macizo 1 Constante 0,714 -3,624 3,060 -9,940 2,691

Luz principal (m) 1,074 0,139 0,788 1,360

2 Constante 0,839 -7,798 2,546 -13,066 -2,531

Luz principal (m) 1,582 0,161 1,250 1,915

Alig. ext. (m3/m2) -27,956 6,623 -41,656 -14,256

Aligerado 1 Constante 0,630 -2,595 2,569 -7,735 2,544

Luz principal (m) 0,842 0,084 0,674 1,010

2 Constante 0,723 2,151 2,510 -2,875 7,177

Luz principal (m) 1,169 0,109 0,950 1,387

Alig. ext. (m3/m2) -16,520 4,249 -25,029 -8,012

Alig. int. (m3/m2) -40,047 12,907 -65,893 -14,201

Tabla 8Modelos de regresión lineal para la cuantía de armadura activa (kg/m2).


coeficiente incorporando variables independientes ex-plicativas al modelo. En efecto, si bien la luz aumenta la cuantía de armadura activa en losas aligeradas, mayores voladizos y el aligeramiento interior la hacen disminuir, explicando estos tres factores el 72,3% de la variabilidad. Análogamente, la luz principal y el aligeramiento interior, son los factores independientes que justifican el 83,9% de la incertidumbre en el caso de losas macizas.

d) Análisis del coste del tablero

En la Figura 7 se representa la relación entre el coste del tablero y la luz principal. El coeficiente R2 del modelo lineal explica el 59,5% de la variabilidad en las losas ma-cizas y el 51,9% en las aligeradas (ver Tabla 9). Ambas rectas se cruzan a 19,24 m, punto que indica el límite económico para los tableros macizos.



Si se pretende explicar el coste con el canto, el modelo solo sería razonable en el caso de las losas macizas, donde se explica el 71,3% de la variabilidad, frente al escaso 36,6% de las aligeradas (ver Figura 8 y Tabla 9). El punto de corte de ambas rectas es 0,49 m –muy por debajo de los valores de la muestra–; lo que indicaría que siempre sería económico emplear el aligeramiento. Sin embargo, esta conclusión no es consistente debido a la poca variabilidad explicada por la recta que ajusta los datos de las losas aligeradas.

Figura 6Relación entre la luz principal y la cuantía

de armadura activa

Figura 7Relación entre la luz principal y el coste del tablero

Figura 8Relación entre la el canto y el coste del tablero

Tablero Modelos R2 Coeficientes Error típicoLímite infe-

rior Límite supe-

rior

Macizo 1 Constante 0,713 79,302 25,482 26,710 131,893

Canto tablero (m) 226,186 29,289 165,736 286,635

2 Constante 0,887 40,236 18,065 2,771 77,701

Canto tablero (m) 196,010 41,538 109,866 282,154

Alig. ext. (m3/m2) -257,049 44,583 -349,509 -164,590

Luz principal (m) 5,899 1,758 2,253 9,545


Luz principal (m) 5,587 0,701 4,185 6,990

2 Constante 0,764 354,664 40,705 273,122 436,206

Luz principal (m) 13,214 1,478 10,253 16,174

Alig. ext. (m3/m2) -280,549 37,402 -355,475 -205,624

Luz/canto -11,072 2,291 -15,661 -6,484

Alig. int. (m3/m2) -302,664 103,826 -510,652 -94,676

Tabla 9Modelos de regresión lineal para el coste del tablero (€/m2).




El modelo de regresión múltiple explica el 88,7% de la incertidumbre del coste en la losa maciza utilizando como variables independientes el canto, el aligeramiento exterior y la luz principal (Tabla 9). La luz principal, el aligeramiento exterior, la relación luz/canto y el alige-ramiento exterior modularían el 76,4% de la variación del coste de la losa aligerada.

4. Predimensionamiento de losas

Los modelos de regresión lineal expuestos ofrecen cri-terios de dimensionamiento previo de losas empleando el mínimo número de variables. En el caso del tablero macizo, las variables necesarias son la luz principal, la anchura del tablero y el aligeramiento exterior. En la Figura 9 se representan las relaciones entre dichas va-riables, indicándose el coeficiente de regresión R2.

Análogamente, en la Figura 10 se han representado las relaciones de predimensionamiento entre las variables para el caso de una losa aligerada. Aquí, partiendo de la luz principal y de los aligeramientos interior y exterior, se puede establecer el canto del tablero y las cuantías de hormigón y armadura activa. El resto de variables nece-sarias, como el caso de la cuantía de la armadura pasiva, se toman de los valores medios de las Tablas 1 y 2.

Para el caso común de un paso superior de 30 m de luz, tomando como valores medios 0,20 m3/m2 de aligera-miento interior y 0,40 m3/m2 de aligeramiento exterior (ver Tabla 2), la cuantía de armadura activa estimada según el modelo lineal múltiple de la Tabla 8 es de 22,60 kg/m3, frente a los 21,25 de uno de los casos reales. El canto del tablero se estima, según la Tabla 6, en 1,25 m, frente a los 1,30 m del tablero real. El hormigón ne-cesario sería, según la Tabla 7, de 0,65 m3/m2, frente a la realidad de 0,67 m3/m2. Para la cuantía de armadura

pasiva se toma un valor medio de 64,92 kg/m2, según la Tabla 2. Por último, el coste estimado (Tabla 9) es de 312,60 €/m2, frente al coste real de 298,41 €/m2, es decir, un error inferior al 5%. Este ejemplo indica que la predicción de los valores se ajusta razonablemente bien a los valores reales.

5. Conclusiones

La adopción de criterios de diseño que recojan la expe-riencia de pasos superiores de carretera reales puede suponer un ahorro económico en este tipo de estruc-turas que se repiten de forma acusada. Del análisis de una muestra de 26 losas macizas y 61 losas aligeradas de canto constante, se observa que las luces oscilan entre los 15,20 m de una losa maciza y los 45,00 m de una aligerada, con medias de 21,62 m y 29,97 m, respectivamente. El canto de las losas macizas no supera los 1,20 m, mientras que el de las aligeradas no baja de 0,90 m. El hormigón necesario por unidad de superficie de tablero es, aproximadamente, de 0,65 m3/m2. La losa aligerada presenta una cuantía media de armadura activa de 22,64 kg/m2, un 15,6% superior a la maciza, que es de 19,59 kg/m2. El valor medio para la armadura pasiva no supera los 65 kg/m2. El coste medio por unidad de superficie del tablero aligerado es de 314,20 €/m2, un 15,3% superior al macizo, siempre que ambas tipo-logías se mantengan en sus rangos de luces habituales, pues las losas macizas son económicas con vanos que no superen los 19,24 m.

Bastan tres componentes principales para explicar el 80,8% de la varianza de los datos de las losas macizas, y cuatro para modular el 79,0% en las macizas. Los modelos de regresión han permitido deducir que el canto y la armadura activa quedan bien explicados por la luz, mientras que la cuantía de hormigón lo es por el

Figura 9Predimensionamiento para losa maciza,

con indicación del coeficiente R2

Figura 10Predimensionamiento para losa aligerada,

con indicación del coeficiente R2



canto. La variable que mejor explica (71,3%) el coste por unidad de superficie de losa maciza es el canto, mientras que para las aligeradas sería la luz principal (51,9%), lo que implica que en estas últimas se deben incluir otras variables como los aligeramientos interiores y exteriores y la esbeltez para modular el 76,4% de la variación. Por último, los modelos de regresión múltiple permiten el prediseño de losas dentro de los rangos de la muestra, con errores razonables en la estimación económica. La luz principal y el aligeramiento exterior, junto con la

anchura del tablero para el caso de losas macizas, o el aligeramiento interior en el caso de las aligeradas, bastan para predimensionar la losa.

Agradecimientos

Los autores agradecen el apoyo del Ministerio de Ciencia y Tecnología y los fondos FEDER (Proyecto: BIA2006-01444).

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Application of the

Artificial Intelligence

to the Prediction

of the Ultimate

Resistant Capacity of

Connections in Steel-

Concrete Composite

Structures

Aplicación de la Inteligencia Artificial a la Predicción de la Capacidad Resistente Última de las Conexiones en Estructuras Compuestas Acero-Hormigón

Autores

LARRÚA, R. - OLIVERA, I. Grupo de Investigaciones en Estructuras, Universidad de Camagüey, Cuba


Fecha de recepción


14/09/2009

29/10/2009

BONILLA, J. Facultad de Informática, Universidad de Ciego de Ávila, Cuba

CABALLERO, Y. - FILIBERTO, Y. -GUERRA, M.

Grupo de Investigaciones en Inteligencia Artificial, Universidad de Camagüey, Cuba

BELLO, R. Centro de Estudio de Informática, Universidad Central “Martha Abreu” de Las Villas, Cuba


páginas: 109 - 119 Larrúa, R. - Caballero, Y. - Filiberto, Y. - Olivera, I. - Guerra, M. - Bello, R. - Bonilla, J.

]

En el trabajo se abordan las conexiones en estructuras compuestas acero-hormigón y se describen diferentes variantes del ensayo de conectores “push out” cuando se utilizan conectores del tipo perno con cabeza en vigas compuestas con lámina plegada orientada perpendicularmente al eje de las vigas de acero. Se presenta una base de datos con resultados experimen-tales de la tipología objeto de estudio, que sirve de base para la realización de las predicciones utilizando inteligencia artificial. Se describe el uso del algoritmo k-NN como un aproximador de funciones conjuntamente con la meta heurística Particle Swan Optimization (PSO) y una función objetivo que permiten realizar la asignación de pesos a los atributos con-siderados por la función de semejanza del método k-NN.

Se desarrolla un experimento con el objetivo de determinar la precisión del estimador de funciones k-NN, conside-rando dos variables: k (número de veci-

In the work the connections in steel-concrete composite structures are treated and different variants of the “push out” test are described when stud connectors are used in composite beams made up with steel deck oriented perpendicularly to the axis of the steel beams. A database is presented with experimental results that serve as base for the realization of the predictions using artificial intelligence. The algorithm k-NN is described and the technique of optimization Particle Swan Optimization (PSO) is introduced in the assignment of weight to the attributes.

It is developed an experiment with the objective of determining the precision of the algorism k-NN, considering two variables: k (near neighbours’ number)

nos cercanos) y “variantes de pesos”, resultando 20 combinaciones de estudio. Se desarrolló el sistema automatizado PROCON que facilitó la obtención de los resultados.

Los resultados alcanzados con la variante de mayor efectividad se comparan con los que se obtienen al evaluar los datos de entrada utilizando las formulaciones de las normativas vigentes AISC y Euro-code-4.

Se obtienen resultados promisorios, de-mostrándose que el algoritmo k - NN y el método de cálculo de pesos de los atributos que se propone constituyen una técnica eficaz que favorece la creación de nuevos datos para la generación de un conjunto representativo de las posibles situaciones de diseño, de cara al perfec-cionamiento de los métodos de cálculo, de una manera rápida y simple, comple-mentando, a esos fines, a la experimenta-ción clásica y la simulación numérica.

and “variants of weight”, being 20 study combinations. The automated system PROCON was developed that speeded up the obtaining of results. The results reached with the variant of more effectiveness are compared with those that are obtained when evaluating the entrance data using the formulations of the current codes: AISC and Eurocode-4.

Promissory results are obtained, being demonstrated that the algorism k - NN is an effective technique that favours the creation of new data for the generation of a representative group of the possible design situations, from face to the improvement of the calculation methods, in a quick and simple way, supplementing, to those ends, to classic experimentation and the numeric simulation.

Abstract

Key words: Composite structures, connectors, artificial intelligence

Palabras clave: Estructuras compuestas, conectores, inteligencia artificial.

Resumen


[] Larrúa, R. - Caballero, Y. - Filiberto, Y. - Olivera, I. - Guerra, M. - Bello, R. - Bonilla, J.

1. Introducción

Las estructuras compuestas acero-hormigón han sido utilizadas ampliamente en la construcción de puentes y edificios desde mediados del pasado siglo hasta la fecha; en las mismas se aprovechan las bondades de cada ma-terial, lo que las hace muy eficientes y económicas.

Desde 1960 ha sido común el empleo de sistemas de pisos compuestos que incorporan el empleo de una lámina plegada de acero conformada en frío que actúa no solo como encofrado permanente de la losa de hor-migón colocada “in situ” sino también como refuerzo en tracción de la losa. La lámina puede estar orientada perpendicular o paralela al eje de las vigas y su utiliza-ción ha contribuido al incremento de la competitividad de las estructuras compuestas acero-hormigón.

Un componente esencial de una viga compuesta es la conexión entre la sección de acero y la losa de hormigón armado. Esta conexión se asegura mediante conectores que se instalan en el ala superior de la viga de acero, usualmente mediante soldadura, antes del hormigonado de la losa. Los conectores aseguran que los diferentes materiales que constituyen la sección compuesta actúen de manera conjunta.

Una amplia variedad de tipos han sido utilizados como conectores, en tanto diversas consideraciones de com-portamiento y economía continúan motivando el desa-rrollo de nuevos productos. Actualmente, el conector tipo perno con cabeza (stud) es el más ampliamente difundido debido a su probado desempeño y a la faci-lidad en su colocación con tecnología específicamente diseñada a tal efecto. (Ver Figura 1).

Un número notable de estudios experimentales han sido desarrollados para profundizar en el estudio del comportamiento de las conexiones. Específicamente, los ensayos de conectores del tipo “push-out” han sido una importante vía para la evaluación de la influencia de diferentes parámetros en el comportamiento de las mismas, así como para la obtención de formulaciones que permitan predecir su capacidad resistente última, lo que ha marcado significativamente la evolución de los métodos de cálculo. Como valor agregado a lo anterior, es posible contar con la valiosa información derivada del conjunto de programas experimentales internacionales realizados en el ámbito de las conexiones en construcción compuesta acero-hormigón, en la que prevalecen los estudios dedicados a la tipología perno con cabeza (stud).

No obstante, los autores del presente trabajo han com-probado por estudios propios (Bonilla,2008) y de una amplia revisión bibliográfica, que ha tomado en cuenta especialmente los criterios de Jayas y Hosain (1988), Lyons, Easterling y Murray (1994), Rambo-Roddenbe-rry (2002), así como de Lam y Ellobody (2005), que las expresiones de cálculo de la capacidad resistente última de los conectores tipo perno con cabeza de las princi-pales normas internacionales, tales como: AISC (2005) y Eurocode 4 (EN-1994-1-1, 2004), en algunos casos la subestiman excesivamente y en otros casos la sobrees-timan, existiendo la necesidad del perfeccionamiento de tales expresiones para esta conexión, la más difun-dida internacionalmente. Esta situación es extensiva a los restantes tipos de conectores, con el agravante de haberse realizado mucho menos investigación experi-mental sobre los mismos.

Por su parte la revolución digital ha facilitado la captura de la información y su almacenamiento a bajo costo. El verdadero valor de esa cuantiosa información radica en la posibilidad de explorar y comprender mejor los fenó-menos que le dieron lugar. En tal sentido el Aprendizaje Automático es el área de la Inteligencia Artificial que se ocupa de desarrollar técnicas capaces de aprender, es decir, extraer de forma automática conocimiento subyacente en la información. Constituye junto con la estadística el corazón del análisis inteligente de los datos.

La idea de los Sistemas Basados en Casos es crear un algoritmo ‘perezoso’ para clasificar una nueva instancia por medio de relaciones de similitud entre casos. Entre los métodos de aprendizaje a partir de ejemplos están las Redes Neuronales Artificiales (RNA) (Rosemblatt, 1962), el método de los k-Vecinos más Cercanos (k-NN) (Cover y Hart, 1967), el algoritmo C4.5 (Quinlan, 1993), entre otros.

Figura 1Conectores tipo perno con cabeza (stud) colocados

sobre lámina plegada con nervaduras perpendiculares



]

En el presente trabajo se utiliza el algoritmo de los k-Vecinos más Cercanos, o k Nearest Neighbors (k-NN) (Dasarathy, 1991), como un algoritmo de predicción que utiliza funciones de distancia o similitud para generar predicciones a partir de ejemplos almacenados.

El objetivo central es demostrar la efectividad del algoritmo k-NN en la predicción de la capacidad resistente última de las conexiones en construcción compuesta acero-hormi-gón, para las múltiples condiciones de diseño que pueden presentarse, a partir de una base de datos de resultados experimentales, de cara al perfeccionamiento de los mé-todos de cálculo. A tal efecto ha sido seleccionada, entre otras posibles, una base de datos creada con información compilada de resultados experimentales de ensayos “push out” de conectores pernos con cabeza (stud) en presencia de lámina plegada con las nervaduras orientadas perpen-dicularmente al eje de las vigas de acero.

2. La determinación de la capacidad resistente última de las conexiones

mediante la experimentación

El espécimen para el ensayo de conectores “push out” está compuesto por un perfil de acero de sección I o dos perfiles T que se unen por el alma para formar una sección I. (Lyons, 1992; Rambo-Roddenberry, 2002), al cual son soldados simétricamente en las caras exteriores de sus alas los conectores a estudiar. Posteriormente se hormigonan losas a ambos lados, quedando embebidos en ellas los conectores. Estas losas pueden ser rectangulares macizas

de hormigón o losas compuestas con lámina metálica plegada. En este segundo caso la losa puede estar ubicada con las nervaduras paralelas o perpendiculares a la viga. Al espécimen se le aplica una carga centrada controlada hasta que ocurre el fallo de la conexión, determinándose así la capacidad resistente última de la misma. Para sección compuesta de losa maciza, han sido utilizadas múltiples configuraciones. Eurocode 4 reglamenta una probeta estándar donde se utilizan ocho conectores, o sea, cuatro a cada lado del perfil. (EN-1994-1-1, 2004)

Para la tipología considerada los conectores pueden estar ubicados en cantidades de uno o dos y en di-versas posiciones en el valle de la lámina y no está reglamentada una probeta estándar (ver Figura 2 (d, e, f)). Se destacan por su relevancia las investigaciones de Robinson (1988), Jayas y Hosain (1988), Sublett et al. (1992), Lyons (1994), Díaz et al. (1998), Johnson y Yuan (1998), y Rambo-Roddenberry (2002).

La base de datos conformada a partir de los resultados de las investigaciones antes destacadas cuenta con 8 variables de entrada y una de salida con un total de 66 registros. La descripción de las variables de entrada y los valores o rangos de valores de sus datos se presentan en la Tabla 1. La variable de salida es la capacidad resistente última de un conector determinada experimentalmente Qexp (kN). En la Tabla 2 se presenta un fragmento de la base de datos.

Figura 2Posiciones de los conectores en el valle de la lámina:

a) y d) Posición favorable, b) y e) Posición desfavorable,c) Posición central. Dimensiones generales, f) Posición escalonada

Viga compuesta Dimensiones generales

Especímenes de ensayo “push out”

N° Descripción Valores

1 Área de la sección transversal del vástago del

perno (A)

Áreas (m2) para pernos con diámetros: 9,53; 12,70; 15,88;

19,05; 22,23 (mm)

2 Número de conectores en el valle de la lámina (nr)

1 ; 2

3 Posición del conector en el valle de la lámina (p)

(ver Figura 2)

favorable (1); desfavorable (2); central (3) ; escalonada (4)

4 Ancho medio del valle de la lámina (b0)

(ver Figura 2c)0,113; 0,140; 0,153; 0,229 (m)

5 Altura de la lámina (hp)(ver Figura 2c)

0,025; 0,051; 0,060; 0,076; 0,080; 0,114; 0,152 (m)

6 Altura del conector (hsc)(ver Figura 2c)

0,064; 0,089; 0,095; 0,0102; 0,114; 0,127; 0,152; 0,197 (m)

7 Resistencia del hormigón a la compresión (f’c)

Entre 18,41 y 48,82 (MPa)

8 Resistencia última a la tracción del acero del perno

(Fu) Entre 430,94 y 546,08 (MPa)

Tabla 1Variables de entrada



N° Espécimen A (m²) nr p bo (m) hp (m) hsc (m) f’c (MPa) Fu (MPa) Qexp (kN)

1 D1-D2 (R-R, 2002) 0,000127 1 1 0.152 0.051 0.102 30.55 510.23 38.98

2 D5-D14 (R-R, 2002) 0,000198 1 2 0.152 0.051 0.088 20.10 461.97 55.80

3 D20-D59 (R-R, 2002) 0,000071 1 1 0.152 0.076 0.127 36.13 532.29 35.04

4 D23-D68 (R-R, 2002) 0,000388 1 2 0.152 0.076 0.127 36.13 439.90 70.36

5 D24-D71 (R-R, 2002) 0,000285 1 3 0.228 0.114 0.152 34.48 430.94 34.67

6 D25-D74 (R-R, 2002) 0,000285 1 3 0.229 0.152 0.197 34.48 452.31 27.67

7 D27-D80 (R-R, 2002) 0,000285 1 1 0.152 0.051 0.102 34.48 453.69 99.42

8 D28-D84 (R-R, 2002) 0,000285 1 2 0.152 0.051 0.102 32.34 453.69 69.88

9 S1-D2 (Lyons, 1994) 0,000285 1 1 0.152 0.051 0.088 31.44 459.00 88.94

10 S10-D20 (Lyons, 1994) 0,000285 2 4 0.152 0.051 0.102 22.34 459.00 68.03

11 S17-D32 (Lyons, 1994) 0,000285 2 1 0.152 0.051 0.102 24.27 459.00 66.92

12 S27-D74 (Lyons, 1994) 0,000285 2 1 0.152 0.051 0.089 18.41 459.00 68.78

13 S28-D83 (Lyons, 1994) 0,000285 2 1 0.152 0.051 0.102 25.17 447.28 76.91

14 S29-D86 (Lyons, 1994) 0,000285 2 1 0.152 0.051 0.114 25.17 464.59 89.66

15 S14-14A (Sublett, 1992) 0,000285 1 1 0.152 0.051 0.088 33.13 448.18 100.91

16 S1-1A (Sublett, 1992) 0,000285 1 1 0.152 0.076 0.127 27.63 448.18 87.03

17 S2-2A (Sublett, 1992) 0,000285 1 2 0.152 0.076 0.127 29.35 448.18 64.28

18 S13-13A (Sublett, 1992) 0,000285 1 1 0.152 0.076 0.127 30.65 448.18 86.32

19 S16-16A (Sublett, 1992) 0,000285 1 2 0.152 0.076 0.127 29.68 448.18 58.94

20 S56-7JDT-7 (J & H, 1988) 0,000285 2 1 0.152 0.076 0.127 23.49 448.18 46.08

21 S57-8JDT-8 (J & H, 1988) 0,000285 1 1 0.152 0.076 0.127 23.49 448.18 74.51

22 S-QI (Robinson, 1998) 0,000285 1 1 0.152 0.076 0.117 23.49 448.18 81.63

23 S-TVIII (Robinson, 1998) 0,000285 2 2 0.152 0.076 0.117 23.49 448.18 47.77

24 G1F-1 (J & Y, 1998) 0,000285 1 1 0.140 0.080 0.125 35,00 472.02 91.86

25 G4FL-1 (J&Y,1998) 0,000285 1 1 0.113 0.060 0.095 36.90 486.01 66.81

26 G5U-1 (J&Y, 1998) 0,000285 1 2 0.140 0.080 0.125 35,00 472.02 69.19

27 ST5-T5-2 (Díaz, 1998) 0,000127 1 3 0.140 0.025 0.064 33.44 546.70 30.71

… … … … … … … … … … …

66 ST3-T3-2 (Díaz, 1998) 0,000071 2 3 0.140 0.025 0.064 34.13 349.58 15.51

Tabla 2Base de datos experimentales (fragmento)

3. La predicción utilizando el estimador de funciones k – NN

Los fundamentos de la clasificación supervisada por vecindad fueron establecidos a principios de los años 50 del pasado siglo por Fix y Hodges (1951). Sin embargo, no fue hasta 1967 cuando Cover y Hart (1967) enuncian formalmente la Regla del Vecino más Cercano y la de-sarrollan como herramienta de clasificación supervisada de patrones.

El algoritmo de los k-Vecinos más Cercanos, o k-Nearest Neighbors (k-NN), es un algoritmo de clasificación que utiliza funciones de distancia o similitud para generar predicciones a partir de ejemplos almacenados. Este algoritmo pertenece a la clase de algoritmo perezoso (Lazy Learning Algoritms), pues almacena el conjunto de entrenamiento y deja todo el procesamiento para la fase de clasificación. Es altamente sensible a la definición de las funciones de distancia o similitud utilizadas y a las características de los rasgos que conforman cada uno de los ejemplos almacenados.



]

3.1 Descripción general del algoritmo k – NN

La entrada del clasificador es una instancia q, cuya clase se desconoce, y la salida es la predicción de su clase. Cada instancia x = {x1, x2,…, x|F|} es un punto en el espacio multidimencional definido por el conjunto de rasgos y la clase F a la que pertenece, dentro del conjunto de clases J. Los rasgos pueden ser continuos o pueden estar limitados dentro de un conjunto fijo de valores discretos.

El error que puede cometerse al clasificar cada instancia del conjunto de entrenamiento es conocido como Error de Clasificación Dejando uno Fuera (LOOCE por sus si-glas en inglés). El objetivo del clasificador es minimizar el coeficiente LOOCE.

El cálculo de LOOCE cuando los valores de la clase son continuos, como el caso de la base de datos considerada en el presente trabajo, se define como:

(1)

Donde qc es la clase de la instancia q y pq se calcula como:

(2)

Siendo rc el valor de la clase de la instancia r.

Cuando se va a clasificar una instancia, debido a que k-NN conoce el valor de la clase de q, este devuelve la clase más probable utilizando la siguiente expresión:qc = pq (3)

Donde pq está definida en la expresión 2.La similitud entre dos instancias se calcula como:

(4)

Donde sima es una función de similitud utilizada para comparar el valor del atributo a de cada instancia, n la cantidad de atributos y wa el peso del atributo a.

El k-NN estándar asigna el mismo peso a todos los atributos:

(5)

Siendo S una constante escalar que generalmente se toma como 1 dividido entre la cantidad de rasgos de las instancias.

3.2 Funciones de similitud

Existen varias funciones de comparación de atributos (funciones de similitud), las cuales están asociadas al tipo del atributo que se compara. García (2003) y Wilson (1997), describen varias con tales propósitos. Para los tipos de atributos enteros y reales la función de similitud propuesta es:

(6)

Donde qa y xa son los valores del atributo a para dos objetos que se comparen, máximo valor posible y mí-nimo valor posible son los valores máximo y mínimo respectivamente que admite el atributo a.

Para el tipo de atributo simbólico, que consiste en una enumeración arbitraria o fija de secuencias de caracte-res, o para atributos de tipo booleano, que solo pueden tomar valores “verdadero” o “falso”, se utiliza la fun-ción de similitud siguiente:

(7)

Donde xa y qa son los valores del atributo a para dos objetos que se comparen.

Por su parte, el valor de k óptimo es el que minimiza el valor del LOOCE, para lo que se realiza una búsqueda entre valores de k del 1 al 15.

3.3 Aplicación de la meta heurística Particle Swan Optimization (PSO) en la asignación de pesos a los atributos

La asignación del mismo peso a todos los rasgos (k- NN estándar), según la expresión 5, en presencia de atri-butos redundantes, irrelevantes, interactivos o ruidosos conduce a que la precisión de la predicción disminuya. Por otra parte el logro de resultados efectivos con la implementación de un algoritmo de optimización que permita definir pesos diferenciados para cada atributo libera al investigador del área de ingeniería civil de su definición por otros criterios cualitativos o cuantitativos menos fundamentados.

Por tales razones se selecciona la técnica de optimización por enjambre de partículas Particle Swarm Optimization (PSO) para la asignación de pesos, tomando en cuenta la relativa facilidad de su implementación, su rapidez en la localización de la solución óptima, su potente capacidad de exploración y su relativo bajo costo computacional



en términos de memoria y tiempo. (Reyes-Sierra y Co-ello, 2006).

PSO es una técnica de optimización creada por Kennedy y Eberhart (1995), basada en el comportamiento de una población como los enjambres de abejas, cardúmenes de peces o bandadas de pájaros. Cada partícula tiene una medida de calidad, así como una posición y velocidad en el espacio de la búsqueda, donde la posición determina el contenido de la posible solución. Cada partícula conoce la posición de sus vecinos, interactúa con ellos, “aprende” y ajusta su posición y velocidad parcialmente atraída a su mejor posición hasta el momento y parcialmente atraída a la mejor posición de la vecindad. Las soluciones o par-tículas son guiadas por la de mejor solución encontrada hasta el momento, convirtiéndose en el líder. Dicho de otra forma la bandada vuela por el espacio de búsqueda de un problema N dimensional, evalúa las posiciones que alcanza cada partícula según la función a optimizar llevando un registro de los mejores puntos que se alcanzan.

Los pasos generales del algoritmo PSO son:a) Se denota la posición de una partícula Xi, vector que

almacena cada posición que toma la partícula en el espacio de búsqueda, así como Vi es la velocidad que contiene las velocidades de la partícula en cada dimensión, la cual se añade a la posición de la partí-cula para que la mueva desde un tiempo t –1 a uno t [15].

b) Se actualiza la velocidad: vi(t+1)=α vi(t) +U(0,φ1)(pbest(t) - xi(t)) + U(0,φ2)(gbest(t)

- xi(t)) (8)c) Se actualiza la posición: xi(t+1)=xi(t) + vi(t+1) (9)d) Se inicia aleatoriamente la población de Xi y Vi,

Xpbesti de cada partícula con copia de Xi, Xgbest con el mejor valor.

e) Verificar si se cumple el criterio de detención. A continuación se muestra el seudocódigo de este

método:Repeat For each Xi Calcular Vi(t+1) y limitarla a [-Vmax, +Vmax] Actualizar Xi endFor For each Xi Evaluar Xi Actualizar Xpbesti endFor Actualizar XgbestUntil condición de terminación

Se debe acotar la velocidad para prevenir la explosión del enjambre donde Vmax es el punto de saturación de la velocidad, si la velocidad de una partícula es mayor

que Vmax o menor que -Vmax, se valoriza como Vmax. Si Vmax es demasiado pequeña no hay suficiente explo-ración más allá de regiones localmente buenas (puede caer en óptimos locales), si es muy grande se pueden sobrepasar buenas soluciones.

Los parámetros a considerar son: el número de partículas (tamaño de la bandada), el número de generaciones o iteraciones, el peso de la inercia (w), la razón de aprendi-zaje cognitivo (c1), la razón de aprendizaje social (c2).

Los valores recomendados para los parámetros son:El número de partículas (tamaño de la bandada) debe estar entre 10 y 40. El número de generaciones de 100-200. Mientras mayor sea el valor de los valores de dichos parámetros crece la posibilidad de encontrar el óptimo pero aumenta el costo computacional. Se recomienda que c1=c2=1.5 o c1=c2=2, dado que los valores bajos permiten explorar más regiones antes de dirigirse al objetivo. Se recomienda que rand1()c1+rand2()*c2≤4. El peso de la inercia (w) controla el impacto de la veloci-dad histórica en la velocidad actual; los valores elevados facilitan la exploración global y los pequeños la explora-ción local mientras que un valor adecuado produce un balance entre búsqueda global y local disminuyendo la cantidad de generaciones requeridas. El peso de la iner-cia (w) controla el impacto de la velocidad histórica en la velocidad actual: Ejemplo: w=0.5+rand()/2. La regla es dar un valor inicial alto y decrecimiento gradual. (permi-te buscar buenas semillas al inicio y hacer una búsqueda “fina” al final): w(k)= Wmax- (Wmax-Wmin)/Ncmax*k, se sugiere que Wmax=1.4, Wmin=0.4.

El coeficiente de restricción = Donde φ = c1 + c2 > 4Para el problema abordado se utiliza como función de optimización:

(10)

Donde, U es la cantidad de instancias de la base de conocimiento y

(11)

Siendo N1(x) el subconjunto de instancias más similares (vecindad N1) con respecto a las variables de entrada y N2(x) el subconjunto de instancias más similares con respecto a la variable de salida (vecindad N2).

La idea esencial es encontrar el conjunto de pesos W = {w1, w2,…, wn}, donde n es la cantidad de atributos, que



]

maximizan la ecuación 10. Es decir, se pretende encon-trar el conjunto de pesos para las variables de entrada o rasgos predictores (relacionados en la Tabla 1) que hacen máxima la similaridad entre la vecindad de cada objeto respecto a los rasgos predictores y la vecindad respecto al rasgo objetivo (en este caso la capacidad resistente última de un conector determinada experimentalmente).

4. La predicción de la capacidad resistente última de las conexiones con el

algoritmo k-NN

Para facilitar la predicción de la capacidad resistente última de las conexiones fue desarrollado un sistema automatizado, denominado PROCON, en el que fueron implementados los algoritmos descritos en 3. El sistema sigue los lineamientos de software libre y utiliza el pa-trón arquitectónico Modelo-Vista-Controlador (MVC), cuenta con Java como lenguaje de programación y Eclipse como plataforma y está diseñado para establecer conexiones con el gestor de bases de datos MySQL.

Se diseñó un experimento con el objetivo de determinar los resultados de la precisión del estimador de funciones k-NN, tomando como casos almacenados los recogidos en la base de datos (ver Tabla 2) y considerando dos variables: k (número de vecinos cercanos) y “variantes de pesos”. Fueron combinados cuatro valores de k (1, 3 , 5 y k óptimo) y cinco variantes para establecer los pesos (utilizando el algoritmo PSO, variante estándar con pesos uniformes y las restantes propuestas en base a criterios cualitativos y cuantitativos basados en estudios precedentes), configurando una matriz de 5 x 4 para un total de 20 combinaciones. (ver Tabla 3).

Para cada combinación se utilizó el método K-Fold Cross-Validation, subdividiendo el conjunto de datos en 10 subconjuntos de igual tamaño que fueron utili-zados una vez como conjunto de prueba mientras los demás formaban el conjunto de entrenamiento. Para

cada combinación se calculó la precisión del algoritmo tomando en cuenta las precisiones obtenidas con todos los subconjuntos de prueba.

En una segunda fase, una vez determinada la variante de mayor efectividad, se procedió a comparar los resul-tados alcanzados con los que se obtienen al evaluar los datos considerados utilizando las formulaciones de las normativas AISC (2005) y Eurocode-4 (2005).

5. Resultados y discusión

La Tabla 4 presenta los resultados obtenidos para las variantes consideradas en el estudio experimental, to-mando en cuenta las medidas estadísticas: MAPE (Mean Absolute Percentage Error), RMSE (Root Mean Square Error), PMD (promedio del módulo de las diferencias en-tre los valores experimentales y los que se obtienen por la predicción) y el coeficiente de determinación R2.

(12)

(13)

(14)

Donde:ak es el valor de salida deseado según la base de datos experimentales.yk es el valor de salida para cada variante de predic-ción.N es el número de predicciones.

Variantes de peso Valores de kValores de los pesos para los atributos:

(A; nr; p; bo; hp; hcs; fć; Fu)

PSO 1, 3, 5, óptimo 0,4056; 0,0341; 0, 0864; 0,1612; 0,1169; 0,1239; 0,0589; 0,0127

Estándar 1, 3, 5, óptimo 0,125 para todos los atributos

Variante 1 1, 3, 5, óptimo 0,30; 0,075; 0,075; 0,075; 0,075; 0,075; 0,25; 0,075

Variante 2 1, 3, 5, óptimo 0,25; 0,0917; 0,0917; 0,0917; 0,0917; 0,0917; 0,20; 0,0917

Variante 3 1, 3, 5, óptimo 0,20; 0,1083; 0,1083; 0,1083; 0,1083; 0,1083; 0,15; 0,1083

Tabla 3Diseño del experimento



Se observa que para cada valor de k siempre se alcanzan los menores valores de MAPE, RMSE y PMD, así como el mayor valor del coeficiente R2 cuando se determina el peso según el algoritmo PSO. A su vez, para cada variante de determinación de los pesos, prevalece que los resultados más favorables se obtienen cuando se considera el valor de k igual a 1. Puede afirmarse que la mayor efectividad de la predicción se manifiesta cuan-do se combina la determinación de los pesos según el algoritmo PSO con el valor de k igual a 1.

Seguidamente, se determinó, para todos los registros de la base de datos, la relación entre el valor experimental de variable de salida y los valores que resultan de la predicción realizada por diferentes métodos (Qexp/Qm), considerando las formulaciones de cálculo de AISC (2005) y Eurocode 4 (2004), así como las predicciones realizadas con la combinación más efectiva de inteligen-cia artificial antes definida (IA). Es conveniente aclarar que se aborda la determinación de la capacidad resis-tente última de la conexión, sin la inclusión de términos, coeficientes u otros aspectos relacionados con la Teoría de Seguridad o Método de Estados Límites. Se conformó la Tabla 5 donde se muestran un conjunto de medidas estadísticas que son indicativas del comportamiento de los resultados a través de la relación Qexp/Qm.

Peso kMAPE (% )

RMSE (%)

PMD R2

PSO

135

Óptimo

11,8414,8017,4019,30

14,6621,7125,9733,15

6,437,198,328,39

0,8810,8460,8000,826

Estándar

135

Óptimo

14,8016,6118,6826,37

19,3222,7928,3444,44

8,358,168,53

10,57

0,7670,8220,7900,745

Variante 1

135

Óptimo

15,4817,3919,1422,45

21,2426,6931,8537,78

8,528,639,169,96

0,7440,7600,7070,704

Variante 2

135

Óptimo

13,8216,6418,3422,78

18,6623,7729,9439,36

7,528,308,689,62

0,8000,7950,7490,741

Variante 3

135

Óptimo

14,0715,9118,1224,20

18,2222,6428,7540,93

7,647,888,439,96

0,8120,8240,7800,757

Tabla 4Resumen de las medidas estadísticas de la predicción para las

diferentes combinaciones

Medidas Qexp/QAISC Qexp/QEC-4 Qexp/QIA

Media 0,843 1,115 1,001

Valor máximo 1,232 1,845 1,281

Valor mínimo 0,286 0,721 0,723

Desviación Estándar 0,182 0,269 0,141

Coeficiente de correlación. 0,757 0,767 0,937

Coeficiente de determinación R2 0,572 0,589 0,881

0.95 ≤ Qexp/Qm ≤ 1.05 (%) 16,67 7,58 21,21

0.90 ≤ Qexp/Qm ≤ 1.10 (%) 34,85 15,15 54,55

0.85 ≤ Qexp/Qm ≤ 1.15 (%) 53,03 27,27 69,70

Qexp/Qm < 1 (%) 83,33 28,79 50,00

Qexp/Qm >1 (%) 16,67 68,18 50,00

Qexp/Qm < 0.85 (%) 42,42 27,28 15,15

Qexp/Qm >1.15 (%) 4,55 45,45 15,15

0.85 > Qexp/Qm U Qexp/Qm > 1.15 (%) 46,97 72,73 30,30

Tabla 5Medidas estadísticas de los resultados

de la predicción con diferentes métodos



]

con igual resultado de los restantes métodos, resultando significativamente menores las diferencias alcanzadas por IA, con valores de 0,000 en las comparaciones pa-readas con AISC y EC-4.

6. Conclusiones

En el trabajo se ha abordado, mediante el uso de algorit-mos de inteligencia artificial, la predicción de la capacidad resistente última de los conectores en la tipología pernos

Se observa que la media de la relación Qexp/Qm para el método propuesto (IA) se aproxima de manera certera a la unidad, en tanto los valores mínimo y máximo se separan moderadamente de 1, siendo mucho mayor que el mínimo que alcanza AISC (con tendencia a sobresti-mar) y mucho menor que el máximo que alcanza EC–4 (con tendencia a ofrecer resultados conservadores), respectivamente.

Es notable el equilibrio que se alcanza en las prediccio-nes con IA, con igual porcentaje de valores mayores que 1 y menores que 1, a diferencia del desbalance de los otros métodos evaluados. Coincidentemente, es notable la superioridad de IA en cuanto al porcentaje de predic-ciones que se ubican en las regiones centrales: 0.95 ≤ Qexp/Qm ≤ 1.05, 0.90 ≤ Qexp/Qm ≤ 1.10 y 0.85 ≤ Qexp/Qm ≤ 1.15, con valores de 21,21 %, 54,55 % y 69,70 %, respectivamente.

En consecuencia solo un 30,30 % de las predicciones ofrecen valores de la relación Qexp./Qm en el rango 0.85 > Qexp/Qm U Qexp/Qm > 1.15, distribuidas igualmente de manera equilibrada. Finalmente, es conveniente valorar el porcentaje de los casos de la muestra en que el valor pronosticado es sobreestimado excesivamente por los diversos métodos (Qexp./Qm < 0.85). El mejor resultado corresponde al procedimiento basado en inteligencia artificial (15,15 %) en este importante rubro de cara a la seguridad estructural.

Para una mayor visualización de los resultados fueron graficados los puntos de predicción del método propues-to con cada uno de los dos restantes. Las Figuras 3 y 4 muestran los resultados de Qexp./Qm vs Qexp, para IA y AISC, y para IA y EC-4, respectivamente. En el gráfico se destaca una línea horizontal de valor constante igual a 1 que indica la frontera entre los valores conservadores y los no conservadores (sobrestimados). Los valores que estén más cercanos a la línea central son los que mejor fueron pronosticados; de igual forma, el método que más puntos contenga en las regiones cercanas a esta línea será el de mayor efectividad. Para apreciar mejor lo anterior han sido delimitadas (con líneas discontinuas) las tres regiones que marcan diferencias, por exceso o por defecto, de un 5, 10 o 15 %, respectivamente, del pronóstico certero (Qexp/Qm = 1).

Adicionalmente se demostró por la prueba de Wilcoxon que existen diferencias significativas entre las prediccio-nes realizadas por AISC y EC-4 y los valores experimen-tales, con valores de 0,000 y 0,009 respectivamente, al tiempo que se demuestra que no existen diferencias significativas entre las predicciones realizadas por IA y los valores experimentales, con un valor de 0,718. Con igual prueba fueron comparados los valores absolutos de la diferencias entre los valores experimentales e IA,

Figura 3Predicción de la capacidad resistente última

según AISC e IA

Figura 4Predicción de la capacidad resistente última

según EC-4 e IA



con cabeza en secciones compuestas con lámina plegada con nervaduras perpendiculares al eje de las vigas.

La solución al problema se logró mediante la implemen-tación del método k-NN como aproximador de funciones conjuntamente con la meta heurística PSO y una función objetivo que permiten obtener el conjunto de pesos a utilizar por la función de similaridad del método k-NN. La función objetivo propuesta se basa en lograr la mayor similaridad posible entre la semejanza entre objetos según los rasgos predictores y la que se obtiene a partir del rasgo objetivo, en este caso la predicción antes mencionada. Este enfoque libera al investigador del área de ingenie-ría civil de la definición de los pesos por otros criterios cualitativos o cuantitativos menos fundamentados. Lo anterior adquiere más relevancia si se toma en cuenta que los mejores resultados fueron alcanzados cuando se asignan los pesos a los atributos con ese algoritmo y el número de vecinos cercanos k es igual a 1.

Poder contar con el sistema PROCON favoreció nota-blemente la amplitud de la experimentación desarrolla-da. La concepción general del mismo y sus facilidades probadas permitirán su uso en el pronóstico de la ca-pacidad resistente última de otros tipos de conexiones en construcción compuesta y de la respuesta de otras tipologías estructurales.

Los presentes resultados son promisorios cuando se comparan con los obtenidos por medio de las formu-laciones de dos de las principales normativas interna-cionales vigentes, demostrándose que el estimador de funciones k - NN es una técnica eficaz que favorece la creación de nuevos datos para la generación de un conjunto representativo de las disímiles situaciones de diseño. Lo anterior se alcanza de una manera rápida y simple, disminuyendo el costo de la experimentación clásica y el costo computacional de las simulaciones numéricas que no siempre convergen con facilidad.


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Influence of the

Fineness of Slag

and the Curing

Temperature on

Strength of Cement

Blends Pastes

Influencia de la Finura de la Escoria y la Temperatura de Curado Sobre la Resistencia de Pastas de Cementos Mezcla

Autores

CASTELLANO, C. - BONAVETTI V. L. - IRASSAR, E. F.

Departamento de Ingeniería Civil, Facultad de Ingeniería, Universidad Nacional del Centro, Argentina


Fecha de recepción


28/10/2009

17/11/2009


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

En este trabajo se estudia la influencia de la finura de la escoria granulada de alto horno (superficie específica Blaine de 460, 680 y 900 m2/kg) sobre el me-canismo de hidratación, en pastas con contenido variable (40 y 80 %) elabo-radas con una relación a/mc de 0.40 y curadas a 20, 40 y 60 ºC, evaluando los compuestos de hidratación por medio del contenido de agua no evaporable. Este parámetro se correlaciona con la

This paper evaluated the effect of the fineness of the granulated blast furnace slag (Blaine specific surface of 460, 680 and 900 m2/kg) on the mechanism of hydration in pastes with variable content (40 and 80%), developed with water/cementitious material (w/cm) ratio of 0.4 and cured at 20, 40 and 60 º C, hydration compounds evaluated through non-evaporable water content.

resistencia a compresión determinada, a partir del análisis de las superficies de respuesta del diseño de experimentos central compuesto centrado.

Los resultados obtenidos indican que, si bien el aumento en la finura genera un incremento en la velocidad de reacción de la escoria, resistencias similares pueden obtenerse con menores finuras de escoria y una mayor temperatura de curado.

This parameter is correlated with the compressive strength determined from analysis of the response surfaces of the central composite experimental design.The results indicate that although the increase in fineness leads to an increase in the rate of reaction of slag, similar strength can be obtained with lower fineness of slag and increased curing temperature.

Abstract

Key words: Portland cement, granulated blast furnace slag, physical and thermal activation, mechanical strength, non evaporable water.

Palabras clave: Cemento Portland, escoria granulada de alto horno, activación física y térmica, resistencia mecánica, agua no evaporable.

Resumen


páginas: 120 - 128 Castellano, C. - Bonavetti, V. L. - Irassar, E. F.]

Introducción

El uso de adiciones minerales contribuye al desarrollo sustentable de la industria del cemento y el hormigón, su empleo implica una disminución de la erosión del suelo, una reducción del uso de recursos naturales (materias primas y combustibles) y una menor emisión de gases que favorecen el efecto invernadero. En consecuencia, el reemplazo de cemento por adiciones constituye no solo una solución adecuada a algunos problemas de índole tecnológicos, sino también a cuestiones económicas y de protección del medio ambiente [1].

Es conocido que la incorporación de materiales finamen-te divididos al cemento portland produce efectos físicos y químicos sobre las reacciones de hidratación. Dentro de los primeros se encuentran el efecto de dilución y efecto filler; mientras que los segundos encuadran a las reacciones cementantes y a la actividad puzolánica con sus distintos grados de reactividad [2].

En este sentido, la incorporación de escoria como adi-ción en el cemento portland, ocasiona principalmente la formación de CSH con características similares al que se produce durante la hidratación de los silicatos de calcio del clinker portland [3]. La reacción es relativamente lenta, razón por la cual la ganancia de resistencia aso-ciada es diferida en el tiempo [4]. Con el progreso de la reacción además de la manifestación química habrá una manifestación física que consistirá en un refinamiento de poros en la matriz de cemento [5].

Debido a la baja reactividad inicial de la escoria, los cementos con escoria presentan una disminución de la resistencia inicial, que suele limitar su empleo. Pero este inconveniente puede mitigarse a partir de la activación de la adición. Así, se pueden obtener adecuadas resis-tencias iniciales con la activación física, por el aumento en la finura de la adición [6], la activación térmica, por el incremento de la temperatura de curado [7], y la activación química, por la incorporación de hidróxidos alcalinos a la mezcla [8].

Por otra parte, la experimentación es una parte natural de la ingeniería y de los procesos de toma de decisiones en innumerables investigaciones científicas, y además permite interpretar la forma que funcionan los sistemas y procesos [9]. Por ello, el diseño de experimentos es una herramienta sistemática que puede utilizarse en la resolución de varias situaciones que se presentan en la ingeniería. De esta manera, un diseño de experimentos representa la planificación detallada de un programa de ensayos, y la elección acertada del mismo permite obtener una mayor cantidad de información a partir del trabajo experimental. En la práctica, para realizar un diseño de experimentos se cambian deliberadamente

una o más variables del proceso, a las cuales se deno-mina factores, con el fin de observar el efecto que estos cambios producen sobre una determinada propiedad a la que se denomina respuesta. Así, el estudio de un proceso utilizando un diseño de experimentos comienza con la determinación de los objetivos del experimento y la posterior selección de los factores del proceso y sus niveles. Entendiéndose por nivel de un factor al valor que adopta el mismo en cada una de las corridas que forman el diseño de experimentos. La región limitada por el nivel inferior y superior de cada una de los factores involucrados se denomina dominio [10].

Existe una gran variedad de métodos de diseño de ex-perimentos. Empleando en este estudio, un método de superficie de respuesta (central compuesto centrado); cuyos objetivos del mismo son obtener una determina-da respuesta, reducir la variabilidad del experimento, maximizar o minimizar una respuesta y hallar múltiples respuestas [11].

En este trabajo se evalúa, empleando un diseño de experimentos central compuesto centrado, la acción conjunta de la finura de la escoria granulada de alto horno (superficie específica Blaine de 460, 680 y 900 m2/kg) y la temperatura de curado (20, 40 y 60 ºC) sobre la hidratación y la resistencia a compresión en pastas con contenido variable de escoria (40 y 80 %). Siendo los valores de las variables definidos por el propio dominio del diseño de experimentos utilizado.

Parte experimental

Cementos: Para la realización de los ensayos se utilizó un cemento portland sin adiciones (CPN, IRAM 50000), con una composición de mineralógica de Bogue de 62 % de C3S, 14 % de C2S, 0% de C3A y 16 % de C4AF [12] y una finura Blaine de 360 m2/kg. En la Tabla 1 se muestra la composición química y las propiedades físicas del cemento.

Adición mineral: La escoria granulada de alto horno (E) presentó un módulo químico (C+M+A)/S de 1.76 [13], su análisis por DRX mostró como compuestos cristalinos akermanita y silicato de calcio. Su finura Blaine fue 460 m2/kg. A la escoria se le realizó una molienda adicional en el laboratorio para lograr las finuras requeridas en esta investigación de 680 y 900 m2/kg. En la Tabla 1 se muestra la composición química y propiedades físicas de la adición.

Cementos estudiados: Los cementos con adiciones se obtuvieron por reemplazos de 40 y 80 % de cemento CPN por escoria granulada de alto horno de finura Blaine 460, 680 y 900 m2/kg (CPN+E).



Tabla 1Composición química y propiedades físicas de los materiales

Cemento portland,

CPN

Escoria granulada

de alto horno, E

SiO2 20.98 34.07

Al2O3 3.46 11.95

Fe2O3 5.23 1.04

CaO 63.52 38.58

MgO 0.86 9.54

SO3 2.35 0.84

K2O 0.95 0.41

Na2O 0.09 0.15

Pérdida por calcinación 2.12 1.30

Densidad 3.10 2.95

Retenido sobre tamiz, %

75 µm (#200) 0.30 0

45 µm (#325) 0.11 0.9

Parámetro de posición, x’ (µm)a 14.50 19.87

Parámetro de homogeneidad, nb 1.20 1.04a 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.

Producción de la finura de la escoria: A la escoria, finura 460 m2/kg suministrada comercialmente por la empresa, se realizó una molienda adicional en el labora-torio para lograr las finuras restantes (680 y 900 m2/kg). El procedimiento se realizó con un molino a bolas de laboratorio (ML-300 TECMAQ) de cámara plana (sin revestimiento) de diámetro de 285 mm y largo 330 mm, con un volumen de 20900 cm3; siendo el casco y los ejes de aleaciones de tenacidad y dureza variable y formando un solo cuerpo.

Los cuerpos moledores utilizados fueron bolas forjadas de acero al cromo-molibdeno de diámetro 15mm ocu-pando un 46% del volumen.

Esta molienda adicional se realizó durante ocho horas en forma continua, sobre muestras de 1.5 kg de escoria granulada utilizando como agente dispersante trietalo-namina 0.03%.

Proporciones de las mezclas: Con los cementos mezclas antes descriptos se elaboraron las pastas empleando como agua de mezclado agua destilada. La relación agua/mate-rial cementante (a/mc) fue en todos los casos de 0.40.

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 luego de ser terminadas los moldes fueron cubiertos con film plástico dividiéndose en tres grupos y se colo-caron en baños isotérmicos a 20, 40 y 60 ºC con una variación ± 1 ºC.

Después de 24 horas las probetas se retiraron de los mol-des, se colocaron en recipientes herméticos y se curaron en agua. El volumen de agua de curado se mantuvo comprendido entre 3.5 y 4.0 del volumen de las probetas. Cada grupo de probetas fue curado a las temperaturas antes mencionadas, permaneciendo a esa temperatura hasta las edades de ensayo que fueron 2, 7 y 28 días.

Propiedades mecánicas: La resistencia se evaluó sobre probetas prismáticas, con una sección transversal de 6.25 cm2. Los resultados informados (Tabla 2) correspon-den al promedio de seis determinaciones por edad.

Agua no evaporable: Los fragmentos obtenidos del ensayo a compresión se molieron para la determinación de la cantidad de agua no evaporable de acuerdo al procedimiento propuesto por Powers [14], siendo los mismos estimados con respecto al peso de muestra calcinada. Este valor se utilizó como estimador del progreso de la reacción de hidratación, asumiendo que la totalidad de la escoria incorporada reacciona para producir CSH.

Diseño de experimentos: Con el fin de evaluar la tem-peratura de curado y la finura Blaine como un sistema de variables interrelacionadas, se adoptó un diseño de experimentos central compuesto centrado [10], en el cual las dos variables experimentales son la temperatura de curado (x1) y finura Blaine (x2). El coeficiente R2 fue mayor a 0.96 indicando una buena correlación entre los valores experimentales y calculados. La máxima di-ferencia entre la resistencia a compresión experimental y calculada fue de ± 5.5 %.

La Figura 1 muestra el dominio definido por los puntos experimentales (•) del diseño adoptado.

A partir de este sistema, la resistencia a compresión se determinó por el análisis de las superficies de respuesta. La ecuación del modelo está dada por la expresión (1):

Y= β + β1x1 + β2 x2 + β11x12 + β22 x2

2 + β12x1 x2

(ecuación 1)

Donde, Y: es la resistencia a compresión a una edad determinada, x1 y x2: son las variables experimentales y β,...,β12: son los coeficientes estimados a partir del método de mínimos cuadrados que se informan en la Tabla 3.



Pastas(ºC - kg/m2)

Resistencia a compresión (MPa), CPN+40E Resistencia a compresión (MPa), CPN+80E

2 días 7 días 28 días 2 días 7 días 28 días

20 - 460 28.9 41.2 65.0 9.2 19.3 43.0

40 - 460 31.5 47.0 68.0 21.8 34.0 48.0

60 – 460 44.8 53.0 67.0 40.9 44.0 53.0

20 - 680 37.5 53.8 72.9 24.1 47.3 64.9

40 - 680 42.8 56.9 71.4 35.6 51.6 60.1

60 – 680 50.0 55.9 68.5 47.2 49.5 54.2

20 - 900 41.0 60.8 74.8 33.7 62.2 72.2

40 - 900 43.2 59.2 72.0 39.1 54.1 61.8

60 – 900 48.0 53.2 68.9 48.0 50.3 55.0

Tabla 2Resistencia a la compresión de las pastas

Edad, días

Coeficientes resistencia a compresiónR²

Coeficientes resistencia a flexiónR²

β β1 β2 β3 β4 β5 β β1 β2 β3 β4 β5

2 -24.3 0.13 0.14 6.33* -7.9* -5.0 0.98 -68 0.91 0.17 4.16* -0.1* -0.1* 0.99

7 -27.7 1.09 0.16 -3.60* -1.1* -1.1* 0.99 -103 1.77 0.29 -2.80* -0.1* -2.1* 0.99

28 34.3 0.43 0.08 -2.36 -0.4* -0.4* 0.96 -38 0.82 0.21 1.04* -0.1 -1.5* 0.97

(*) el número informado * 10-3

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

Figura 1Dominio de los cementos con adiciones estudiados

Presentación de resultados

Resistencia mecánica: Las Figuras 2 y 3 muestran las curvas de isorrespuestas de la resistencia a compresión de las pastas con 40 % (CPN + 40E) y 80 % de escoria (CPN + 80E), respectivamente.

Pasta CPN + 40E: A 2 días (Figura 2a), se puede obser-var que cuando la temperatura de curado es de 20 ºC, se registra un aumento de resistencia a medida que la finura de la escoria se incrementa. Así, la pasta con escoria de finura 900 m2/kg registra una resistencia de 41.0 MPa, mientras que la resistencia de la pasta con una finura de 460 m2/kg es de 28.9 MPa, generándose un aumento del 42%. Adicionalmente para todas las finuras de la escoria, el incremento de las temperaturas de curado siempre produce un aumento en la resis-tencia de compresión de las pastas; sin embargo estos incrementos se atenúan con el aumento en la finura de la adición. Esto es, los incrementos de la resistencia obtenidos entre las temperaturas de 20 y 60 ºC, fueron de 55, 33 y 17 % para las pastas con escoria de finura 460, 680 y 900 m2/kg, respectivamente.



A 7 días (Figura 2b), se produce un cambio de pendiente de las curvas de isorrespuestas para las pastas con valores de x2 > 680 m2/kg, poniendo en evidencia la disminución de resistencia a medida que la temperatura de curado aumenta. De tal manera que, las resistencias de las pastas con escoria de finura 900 m2/kg para las temperaturas de curado de 20 y 60 ºC fueron de 60.8 y 53.2 MPa, respectivamente.

A 28 días (Figura 2c), la zona de máximas resistencias se registran para valores de x1 y x2 de 20ºC y 900 m2/kg, respectivamente. Por otra parte, cuando la temperatura de curado es de 60 ºC se observa que, las curvas de isorrespuestas de las pastas con escoria tienden a ser paralelas a la variable x2 advirtiendo que la resistencia de las mismas a esta edad es independiente de la finura. Así es, la resistencia para las pastas con escoria de finura 460 y 900 m2/kg fueron: 67.0 y 68.9 MPa, respectivamente.

Pasta CPN +80E: A 2 días (Figura 3a), se puede ob-servar que el contorno de las curvas presentan un comportamiento similar al registrado por la pasta CPN + 40E. Sin embargo, en estas pastas las superficies de isorrespuesta se encuentran mucho más cercanas indicando que cuando el contenido de escoria es muy elevado, tanto la temperatura de curado como la finura de la escoria ejercen una mayor influencia sobre la resistencia. Esto es, para una temperatura de curado de 20 ºC, la pasta con escoria de finura 900 m2/kg registra una resistencia de 33.7 MPa; mientras que la pasta con escoria de finura 460 m2/kg solo alcanza 9.2 MPa.

A su vez, los incrementos de la resistencia a medida que la temperatura de curado aumenta de 20 a 60 ºC alcanzan a 445, 196 y 143 % para las finuras de 460, 680 y 900 m2/kg, respectivamente.

Figura 3Curvas de isorrespuestas de la resistencia a compresión de las pastas con 80 % de escoria. a) 2 días, b) 7 días y c) 28 días

Figura 2Curvas de isorrespuestas de la resistencia a compresión de las pastas con 40 % de escoria. a) 2 días, b) 7 días y c) 28 días



A 7 días (Figura 3b), se registran menores ganancias de resistencia a medida que la temperatura de curado aumenta para finuras < 680 m2/kg. Mientras que para fi-nuras mayores se observan pérdidas de resistencias; esto es, las pastas con escoria de finura 900 m2/kg registraron resistencias de 62.2 y 50.3 MPa para las temperaturas de curado de 20 y 60 ºC, respectivamente.

A 28 días (Figura 3c), para finuras < 570 m2/kg no existe una dependencia muy importante de la resistencia con la temperatura de curado, mientras que para finuras mayores a medida que se incrementa la temperatura de curado se producen disminuciones de las resistencias.

Agua no evaporable: la evolución del agua no evapo-rable de las pastas CPN + 40E y CPN+80E, con diferentes finuras y temperaturas de curado, se muestran en las Figuras 4 y 5.

A través de las mismas se puede observar que las pastas con escoria de finura 460 m2/kg registran un incremento del contenido de agua no evaporable con el aumento de la temperatura de curado; siendo estos incrementos más marcados en la pasta CPN + 80E. Esta tendencia se verifica para todas las edades estudiadas, con excepción de la pasta CPN + 40E en la cual el contenido de agua no evaporable 7 y 28 días resulta mayor para la tempe-ratura de curado de 40 ºC.

Similares comportamientos registran las pastas con escoria de finura 680 y 900 m2/kg para 2 días, esto es, se observa un incremento del contenido de agua no evaporable con el aumento de la temperatura de curado. Mientras que a partir de los 7 días, los mayores valores de agua no evaporable se obtienen para temperaturas de curado menores a 40 ºC.

Figura 5Agua no evaporable de las pastas con 80% de escoria a distintas temperaturas de curado

Figura 4Agua no evaporable de las pastas con 40% de escoria a distintas temperaturas de curado



Esto corrobora el comportamiento que presentan las pastas con escoria de finura 460 m2/kg. Así, puede observarse que a 2 días (Figura 4 y 5) estas pastas con una temperatura de curado de 20 ºC, las pérdidas de agua no evaporable de las pastas CPN+40E y CPN 80E son del 30 y 55 %, con respecto a la pasta CPN.

Discusión de los resultados

La temperatura de curado modifica la velocidad de hidratación del cemento y de la escoria y esto tiene un efecto directo sobre la resistencia del cemento con reemplazo de escoria.

En trabajos previos [15-16] se ha demostrado que la in-corporación 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 avan-zadas dado por la hidratación de la adición. Sin embar-go, para elevados contenidos de escoria en el cemento, el efecto físico no puede compensar el efecto de dilución del mismo producido por la menor cantidad de material inicialmente reactivo, generándose una disminución en el contenido de agua no evaporable a medida que se incrementa el contenido de escoria [17].

No obstante, cuando se incrementa la temperatura de curado las pastas con escoria de finura 460 m2/kg registran importantes aumentos en el contenido de agua no evapo-rable. De esta manera, a 2 días el agua no evaporable de la pasta CPN+40E crece 30 y 58 % para las temperaturas de 40 y 60 ºC con respecto a la registrada a 20 ºC, mientras que estos incrementos para la pasta CPN+80E son del 46 y 84 % respectivamente. Esto puede ser atribuido que a mayor temperatura de curado aumenta la solubilidad de los hidróxidos alcalinos [18] y la velocidad de reacción de las fases componentes del cemento generando una mayor disponibilidad de hidróxidos que acelera la hidratación inicial de la escoria [19-20]. No obstante, este incremen-to no solo es debido a la mayor cantidad de escoria que ha reaccionado, pues algunos autores [6-21] también lo atribuyen a la microestructura más densa de los productos de hidratación y a la obtención de una estructura de poros más discontinua. En consecuencia, a 2 días, estas pastas cuando son activadas térmicamente, pueden alcanzar o superar la resistencia registrada por las pastas con escoria de finura de hasta 900 m2/kg a 20ºC.

Adicionalmente, analizando el efecto de la finura de la escoria en forma aislada, el aumento de esta variable produce un incremento en la velocidad de reacción de los compuestos del cemento Portland y de la escoria. Esto es, para todo el dominio de las finuras estudiadas a 20ºC, los contenidos de agua no evaporable se incre-mentan con el aumento de la misma; como así también

las resistencias a compresión (Tabla 2); siendo estos incrementos menores con el aumento del contenido de reemplazo de adición. De tal manera que la pérdida de resistencia inicial comúnmente ocasionada por la incor-poración de escoria con finuras convencionales (en el orden de los 350 a 450 m2/kg) puede ser subsanada a partir de la activación física de la adición [22].

Por otra parte, evaluando la acción conjunta de las dos variables en estudio (x1 y x2), se puede observar que a 2 días el incremento de la hidratación inicial y conse-cuentemente de la resistencia se produce tanto por el aumento de la temperatura de curado como de la finura de la escoria (Figuras 2 y 3). Sin embargo, a partir de los 7 días, este comportamiento tiende a revertirse, re-gistrándose en las pastas de escoria con finuras 680 y 900 m2/kg (Figuras 4 y 5) menores contenidos de agua no evaporable a medida que la temperatura de curado aumenta; siendo esta disminución más acentuada con el aumento de reemplazo de adición; comportamiento que puede atribuirse a que la rápida precipitación de pro-ductos de hidratación sobre los granos de escoria puede inhibir su futura hidratación. Por este motivo, algunos autores [23-24] consideran que cuando se realiza una activación física de la escoria, no es necesario activarla térmicamente para aumentar la resistencia inicial.

Por último, cabe mencionar que la utilización de un modelo multivariado permitió determinar en forma efectiva la interrelación de las variables involucradas en el proceso; con una menor cantidad de trabajo experi-mental, estableciendo el propio diseño en forma clara los puntos experimentales a correr. Por esta razón, el do-minio involucra valores de finuras de escoria superiores a los convencionales, sin ignorar los inconvenientes de índole tecnológico, económico y ambiental que genera una mayor molienda de las escorias de alto horno.

Conclusiones

De acuerdo a los resultados obtenidos a partir de las pastas elaboradas con cemento portland y escoria (40-80 %) se puede concluir que:• Para finuras convencionales de la escoria, el incre-

mento de la temperatura de curado permite subsanar la baja resistencia inicial de los cementos con esco-ria.

• A 2 días, resistencias similares a las registradas por las pastas elaboradas con finuras mayores a 680 m2/kg pueden alcanzarse por medio de la activación térmica de escorias con finuras en el orden de 460 m2/kg.

• Para finuras mayores a 680 m2/kg, luego de los 7 días la evolución favorable de las propiedades obtenidas cuando la escoria es activada físicamente, es contra-rrestada por la activación térmica.



Agradecimientos

Los autores del trabajo quieren agradecer a la empresa Loma Negra CIASA por la provisión de los materiales para realizar el estudio.

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Análisis de la Relación entre

Carbonatación Acelerada,

Porosidad, Resistencia a

Compresión y Absorción

Capilar en Hormigones, en

la Búsqueda de un Nuevo

Método de Control por

Durabilidad

Analysis of the Relation between Accelerated Carbonation, Porosity, Compressive Strength and Capillary Absorption in Concrete, in the Search of a New Control Method by Durability

Autores

CARVAJAL, A. M. - MATURANA, P. - PINO, C. - POBLETE, J.

Pontificia Universidad Católica de Chile, Facultad de Ingeniería,Escuela de Construcción Civil

emails: [email protected] - [email protected]

Fecha de recepción


29/10/2009

16/11/2009


páginas: 129 - 135 ] Carvajal, A. M. - Maturana, P. - Pino, C. - Poblete, J.

Carbonation of concrete is the second reason of corrosion on reinforced concrete structures. This has led to study the methods that might be useful for defining, from the phase of project, the conditions that a certain concrete must have, besides resisting mechanically, to be resistant to external attacks like it is the effect of the CO2 of industrial environments.

With the purpose of establishing a simple method of testing that complements the compressive strength, and that allows to predict the useful life of the concrete in terms of its carbonation, possible relations were studied between four parameters: depth of carbonation, capi l lary absorpt ion, porosity and compressive strength.

Samples were made by concretes with w/c 0.45 – 0.53 – 0.59. The three concretes

La carbonatación del hormigón es la se-gunda razón de la corrosión en estructu-ras de hormigón armado. Esto ha llevado a estudiar métodos que podrían ser útiles para definir, desde la fase de proyecto, las propiedades que un hormigón debe tener, mecánica y químicamente.

Con la intención de establecer un méto-do simple de análisis del hormigón que complemente a la resistencia a compre-sión, y que permita predecir la velocidad de carbonatación del hormigón, se exa-minaron posibles relaciones entre cuatro variables: profundidad de carbonatación, absorción capilar, porosidad y resistencia a compresión. En el presente estudio se analiza la profundidad de carbonatación acelerada

Las probetas de hormigón fueron realiza-das con relaciones a / c: 0,45; 0,53 y 0,59. Los tres tipos de hormigón fueron pre-parados bajo los mismos procedimientos

were prepared under the same procedures and with the same cement, sand, gravel and additives.

The samples were tested to compressive strength, capi l lary absorption and porosity, at different times of accelerated carbonation in a chamber designed for such purpose.

The results showed a direct relation between coeff i c ient o f cap i l l a ry absorption and depth of accelerated carbonation on a concrete. The tests of porosity did not show any correlation with the depths of carbonation and with the coefficient of absorption either.

Finally it was found that the coefficient of absorption can be used as tool for the development of a new method of quality control for concrete durability.

y con el mismo tipo de cemento, agua, arena, grava y aditivos.

Las muestras fueron expuestas a am-biente de carbonatación acelerada; para distintos tiempos de exposición se ana-lizó resistencia a compresión, absorción capilar y porosidad.

Los resultados mostraron una relación directa entre el coeficiente de absorción capilar, la resistencia a compresión y la profundidad de carbonatación acelerada en un hormigón. Las pruebas de poro-sidad no mostraron correlación con la profundidad de carbonatación ni con el coeficiente de absorción.

Debido a los resultados obtenidos, se esti-ma que el coeficiente de absorción podría ser utilizado como herramienta para el de-sarrollo de un método de control de calidad para la durabilidad del hormigón, junto con el ensayo de resistencia a compresión.

Resumen

Palabras clave: Durabilidad del hormigón, carbonatación acelerada, absorción capilar, porosidad.

Key words: Accelerated carbonation, capillary absorption, concrete durability, porosity.

Abstract


[] Carvajal, A. M. - Maturana, P. - Pino, C. - Poblete, J.

Introduction

In the presence of aggressive agents to the concrete, the most important for the durability is the “resistance to the entrance”, either by means of permeability, diffusion or capillary absorption. This resistance is the most important to minimize the deterioration of the concrete for chemical actions.

In fact, it is the cement paste that opposes to the entrance of the aggressive agents, like chloride ions and CO2 from the exterior toward the interior of the concrete. It is for this reason that it is required to specify the minimum w/c to be able of maintain a low porosity and this way to be able to guarantee a good behavior in front of an aggressive atmosphere (1). However there are factors that alter the condition given by the w/c, and therefore it produces variations in the durability projected for a structure of reinforced concrete.

Some of the factors that have more influence in the durability are water, cured, covers, cement, aggregates, mixture proportions, workability, additions and others.

All these factors are related with the microstructure of the cement paste and the environment that it surrounds them. (2)

With respect of the carbonation, the presence of small concentrations of CO2 (0.035% in the air without environmental contamination), achieves to reduce the permeability, porosity and capillary suction of the concrete (3).

These involve more difficulty that have the aggressive agents to penetrate in the concrete and therefore increase their durability.

When the concentration is more than the normal ranges, like in high contamination areas (as the city of Santiago, Chile), the production of carbonic acid that reacts with calcium hydroxide forming calcium bicarbonate (Ca(HCO3)2), more soluble.

Increment in the porosity, reduction of pH, decreasing of mechanical resistance and the passive layer of oxide, accelerate the corrosion of the bars. It can increase the development of microfisures and the decrease of the durability of the concrete (4-8).

Depending on the environment, the carbonation will have effects so much positive as negative. Depth of carbonation is not possible to obtain in a short period of time, for this reason the studies related with this variable it is possible with an appropriated controlled system of accelerated carbonation, to compare in similar

conditions the carbonation in two weeks as maximum time.

In this form, it was possible to investigate in comparative form, in different concretes of Chilean cement, the influence that has the accelerated carbonation in the compressive strength, porosity and capillary absorption, with the purpose of analyze the alterations that such condition produce, and analyzing if the capillary absorption and porosity can give information about the quality of the concrete, supporting the mechanical tests that are carried out to all concretes produced.

Methods applied

The objective of analyze the relationship among accelerated carbonation, capillary absorption and porosity of the concrete, is to find a parameter that supplements the compressive strength test and to begin the development of a new method of control of quality for durability.

In this investigation it was studied, for different w/c and times of accelerated carbonation, the relationships that exist among the variables: Capillary absorption and carbonation depth. Carbonation depth and porosity. Carbonation depth and compressive strength. Capillary absorption and porosity. Capillary absorption and compressive strength Compressive strength and porosity.

Experimentally, and as a first investigation, for one Chilean cement and three w/c, to determine the most appropriate parameter to relate the behavior of the concrete in front of the accelerated carbonation.

Variables

The tests applied to the specimens were: compressive strength, porosity for immersion in water, capillary absorption and carbonation depth.

The control variables in this investigation are: Type of arid: a same type of arid was used for all the specimens.Cement type: pozzolanic portland cementAdditives: to improve the workability and to achieve the required cone (6 to 8) for the dosage, the same additive super plasticizer was used for all the samples.Curing conditions: all the specimens were in a moist cabinet for 28 days with temperature (22 -+ 2ºC) and relative humidity (95%) controlled.



Table 1Independent and dependent variables, their variation categories and units

It was used potable water for all the concretes, and the same sequence inside the mixer in according to the international regulations and Chilean standards: NCh 101 Of 75 (12) and NCh 1019 Of 74 (13)

All the specimens were dried in the same oven, and depending on the test (suction or porosity), to temperatures until 60º C or 100º C.

Independent variables. In the present investigation, the variables manipulated were: w/c, cement content and exhibition time in accelerated carbonation system. (Table 1)

Dependent variables. Carbonation depth, compressive strength, porosity and capillary coefficient.

The mixture proportion used for the concretes are shown in Table 2

The making procedure of specimens was carried out according with the standards: NCh 171 Of 75 and NCh 1019 Of 74. (14)

The cubic specimens were called themselves “specimens type 1” and the cut prisms “specimens type 2”. The first ones were used for compressive strength and carbonation depth, and the seconds for porosity and capillary absorption. (Figures. 1, 2) (Table 3).

The carbonation depth was measured according to RILEM CPC-18. The values exposed correspond to the averages of the results made respectively in the left and right face of each specimen.

Results of capil lary absorption and porosity are summarized in Table 4 for each concrete type and time of carbonation.

he porosity of the concretes is calculated as the average of the volume of permeable pores of three specimens, expressed in percentage.

Independent variables Variation categories Dependent Variables Units

Cement content 265, 300, 355 kg/m3 Carbonation depth Millimeter

W/C ratio 0.45; 0.53; 0.59 Compressive strength MPa

Time of accelerated carbonation 2, 4, 6, 10 days Absorption Coefficient kg / (m2*√t)

Porosity %

CONCRETE A

CONCRETE B

CONCRETE C

Materials Design Design Design

W/C ratio 0,59 0,53 0,45

Cement (kg) 265 300 355

Water (kg) 156 160 160

Coarse aggregates (kg) 775 805 793

Small grave (kg) 425 365 395

Sand (kg) 840 847 754

Plasticizer (ml) 1064 1210 1560

Total charge (m3) 3 3 3

Table 2Concrete mixture proportions

Figure 1Denomination of specimens for different analysis



Figure 2Denomination for all type of specimens

w/c

0,45

0,53

0,59

(45)

Time 00 days

Compressive strength (3)

Capillary Absorption / Porosity (3)

Carbonation system(36)

Time 12 days

Compressive strength / phenolphthalein (3)


Time 24 days



Time 36 days



Time 410 days



Tabla 3Experiences in specimens Type 1 and 2

ConcreteCarbonation

(mm)

Compressive strength

(MPa)

Volume of permeable pores (%)

Coefficient of

absorption

A0 0 32,8 12,63 0,40

A1 15,5 35,9 13,39 0,62

A2 18,2 35,4 12,73 0,62

A3 19,4 36,7 12,70 0,79

A4 23,4 40,4 13,09 1,00

B0 0 33,2 13,16 0,52

B1 11,3 40,7 14,11 0,80

B2 14,0 41,0 13,54 0,57

B3 16,7 42,5 13,21 0,79

B4 19,4 44,5 12,79 1,04

C0 0 52,4 11,29 0,27

C1 8,4 56,2 13,48 0,36

C2 9,0 54,0 11,92 0,42

C3 10,8 62,3 10,53 0,46

C4 13,3 61,3 11,94 0,56

Tabla 4Results for each type of concrete and experiences

An increase was expected in the resistances to more carbonation depth, because the salts formed have a bigger volume and therefore they increase the compactness of the concrete. However, with the obtained results, it cannot make sure that the observed variations are attributable only to this factor, since the age of the concrete is also incident. (Figure 6)

The influence that has the carbonation depth in the compressive strength, to settle down it would be necessary to make a new test where they took all the specimens, not carbonated and carbonated at different times, and to rehearse them to oneself age.

After analyzing the different tests for specimens of three w/c and four times of accelerated carbonation, its possible conclude the following:1. Capillary absorption and carbonation depth: a

directly proportional relationship was determined between accelerated carbonation and coefficient of absorption. This is coherent with results of scientific recent publications that demonstrate that the attack of CO2 in quantities that are aggressive, tends to form calcium bicarbonates (acid carbonate of calcium) that have more solubility in water, then, they increase the capillary size and therefore the capillary absorption under those conditions.

Discussion and conclusions

In relation with Concrete Compressive Strength, it is observed: An increase in the resistance, for the three concretes,

between T0 and T4. However this increase doesn’t show up in a sustained way and in some cases they even show up decreases as it increases the time of carbonation (Figures. 3, 4, 5).

The above-mentioned is also completed when analyzing it from the point of view of the age of the concrete, since it is not observed a clear behavior or uniform.



2. Carbonation depth and porosity: it was not possible to establish correlation between these variables (Figure 7).

3. Carbonation depth and compressive strength: when the different concretes were compared for each time of carbonation, an inverse relationship was found: a concrete of low w/c presents bigger resistance to the carbonation that a concrete of bigger w/c.

However, when analyzing all the data, without distinguishing for concrete type and time of carbonation, a light inverse correlation is obtained. This allows deducing that the compressive strength of any concrete doesn’t guarantee a certain behavior in front of the carbonation. A concrete could have the same compressive strength value for different carbonation depths.

4. Capillary absorption and porosity: a correlation was not possible to find between these variables.

5. Capillary absorption and compressive strength: the compressive strength was not enough information to determine the quality of a concrete, because a

010203040506070

A0 A1 A2 A3 A4 A01

28 d ay s 128 d ay s 138 d ay s 218 d ay s

Com

pres

sive

Str

engt

h (M

Pa)

Real age of concrete

Compressive Strength Concrete A at different times of carbonation

010203040506070

B0 B1 B2 B3 B4 B01

28 d ay s 121 d ay s 131 d ay s 211 d ay sCom

pres

sive

Str

engt

h (M

Pa)


Compressive Strength Concrete B at different times of carbonation

010203040506070

C 0 C 1 C 2 C 3 C 4 C 01

28 d ay s 107 d ay s 117 d ay s 197 d ay sCom

pres

sive

Str

engt

h (M

Pa)


Compressive strength concrete C at different times of carbonation

Figure 3Change of compressive strength in concrete A in 138

days for different times of carbonation, and real carbonation at 218 days

Figure 4Change of compressive strength in concrete B in 131 days for different times of carbonation, and for real

carbonation at 211 days

Figure 5Change of compressive strength in concrete C in 117

days for different times of carbonation, and in 197 days with real carbonation

Figure 6Compressive strength values for each type of concrete,

at different times of accelerated carbonation

010203040506070

0 2 4 6 8 10 12

Com

pres

sive

Str

engt

h (M

Pa)

Time of carbonation (days)

Compressive strength concretes A, B and C at different times of carbonation

C o n cre te A C o n cre te B C o n cre te C

Figure 7Porosity in concretes A, B and C at different times

of carbonation

8

9

10

11

12

13

14

15

0 2 4 6 8 10 12

Poro

sity

(%)


Porosity of concretes A, B and C at different times of carbonation

Co n cre te A Co n cre te B Co n cre te C



concrete of certain compressive strength can have the same absorption coefficient that other concretes of more or smaller resistance.

6. Compressive strength and porosity: a l ight relationship settled down inversely proportional among the variables, according to the models settled down in other investigations.(15) However, because of not existing a relationship between the porosity and the carbonation depth, it cannot use the compressive strength to determine the behavior of a concrete in front of the carbonation.

7. The most appropriate parameter to relate the behavior of the accelerated carbonation of the studied concretes was the coefficient of capillary absorption (Figure 8).

8. To determine the coefficient of capillary absorption of a concrete it was used based on the Chilean Standard. NCh 2456. Of 2001.(16) similar to Fagerlund test.

9. The anomalies presented in the concrete B in relation with their carbonation depth and speed of carbonation, it was expected were lower that those of the concrete A. The same it was possible to detect in the coefficient of absorption and in smaller grade in the compressive strength.

This is a demonstration of the relevance that has the analysis of capillary absorption to estimate the resistance in front of the carbonation.

References

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2. BASHER P.A., CHIDIACT S.E., LONG A.E.; Predictive models for deterioration of concrete structures; Construction And Building Materials, (Vol 10), nº 1, 1996, pp:27-37.

3. STEFFENS A., DINKLER D., AHRENS H.; Modeling carbonation for corrosion risk prediction of concrete structures; Cement And Concrete Research; (Vol 32), 2002, pp: 935-941.

4. BASHER P.A., CHIDIACT S.E.,. LONG A.E; Predictive models for deterioration of concrete structures; Construction And Building Materials, (Vol 10), nº 1, 1996, pp:27-37.

5. STEFFENS A., DINKLER D., AHRENS H.; Modeling carbonation for corrosion risk prediction of concrete structures; Cement And Concrete Research; (Vol 32), 2002, pp: 935-941.

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And Concrete Research, (Vol 32), nº 12, Diciembre 2002, pp: 1923-1930.

8. CHANG J. J., YEIH W., CHEN C. T.; Suitability of several current used concrete durability indices on evaluating the corrosion hazrd for carbonated concrete; Materials Chemistry And Physics, (Vol.84), Marzo 2004, pp: 71-78.

9. NCh. 1019. EOf 74; Construcción – Hormigón - Determinación de la docilidad – Método del asentamiento del cono de Abrams; NORMA CHILENA OFICIAL.

10. NCh. 170 Of 85; Hormigón - Requisitos generales; NORMA CHILENA OFICIAL.

11. RILEM TC 56-MHM; CPC-18 Measurement of hardened concrete carbonation depth; MATERIALS AND STRUCTURES, (Vol 21), nº126, Enero 1988, pp 453:455.

12. NCh. 171. EOf 75; Hormigón - Extracción de muestras del hormigón fresco; NORMA CHILENA OFICIAL.

13. NCh. 1019. EOf 74; Construcción – Hormigón - Determinación de la docilidad – Método del asentamiento del cono de Abrams; NORMA CHILENA OFICIAL

14. NCh. 171. EOf 75; Hormigón - Extracción de muestras del hormigón fresco; NORMA CHILENA OFICIAL.

15. DURAN C.; Carbonation-Porosity-strength model for fly ash concrete; Journal Of Materials In Civil Ingeneering; Enero – Febrero; 2004.

16. NCh 2456. Of 2001, “Materiales de construcción - Determinación del coeficiente de absorción; NORMA CHILENA OFICIAL.

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

0 2 4 6 8 10 12

Coe

ffici

ent

abso

rptio

n


Coefficient absorption concretes A, B and C for different times of carbonation

C o n cre te A C o n cre te B C o n cre te C

Figure 8Coefficient of capillary absorption

in concretes A, B and C

10. The increase in the compressive strength observed in the concretes in different times of carbonation cannot be attributed neither to the hydration of the cement pasta neither the carbonation exclusively, with the only analysis of the results obtained in this investigation.


TITULADOS 2009

Juan de Dios Cristián Aceituno GonzálezMacarena Paz Acuña NorambuenaValeska Denisse Acuña PratJaime Rodrigo Adriasola LoewerJosé Luis Aguilera GonzálezLuis Felipe Aguirre NúñezLizette Karin Alarcón VerdugoIgor Nicolás Alemany NorambuenaElleny Adriana Alvarado NazarCarlos Alberto Araya AchaFrancisca del Pilar Armijo CarrascoIván Elías Avendaño ÁvilaAndrés Pablo Barroso MoyaVerónica Paulina Berríos del SolarPablo Andrés Binfa EscobarPatricio Gustavo Briceño AndradePaolo Alberto Brignardello SerminiAlejandra Andrea Bustos ÁlvarezDaniela Gloria Caballero GallardoNaroha Carolina Callealta AcevedoLuis Guillermo Campos GutiérrezMauricio Gonzalo Canales ValenzuelaGuillermo André Canihuante HerreraCésar Michel Cano SierraNicolás Ignacio Carbonell BarriosGonzalo Andrés Carreño CaroXimena Alejandra Carvajal NúñezLaura Castillo GutiérrezDaniela Andrea Charme ArtizarJavier Rodrigo Cisterna JeldresJoaquín Alejandro Clericus BaezaFrancisco Felipe Coddou ÁlvarezGustavo Adolfo Correa BurrowsJosé Emilio Cortés NanningSoledad Elena Covarrubias JarpaGriselle Ivonne Cubillos FerrerJosé Pablo Cuiza MirandaRené Alfredo del Pino PozoNéstor Fabián Díaz EspinozaSebastián Isaac Díaz ParraguezRafael Enrique Donnay ÁvilaRodrigo Andrés Donoso CastroEma María Donoso EspinozaDeissy Beatriz Duguett Pena Premio Juan Mackenna CerdaFrancisco Javier Encina BustosRodrigo Andrés Espinoza LópezFrancisco Javier Espinoza TroncosoAbraham Antonio Farías CastilloJosé Tomás Fernández Pardo Mejor tituladoCarolina del Pilar Fierro CaruPatricio Ángel Fregosi QuintanoAlejandra Carolina Fuentes FuentesJaime Nicolás Fuenzalida GonzálezJosé Miguel Fuenzalida ManettiNicolás Alberto Gacitúa Ocampo

Francisco Javier Galdames ArcosJorge Ignacio Gándara RevecoMariela Paz García Peña y Lillo Mónica Alejandra García PérezRodrigo Alejandro Garrido TapiaPatricia Alejandra Godoy RojasMaría Francisca González DíazDaniela Andrea González EspinozaFernando José González OlaveChristian Antonio Hernández RosasFelipe Ignacio Hubner GrassoFelipe Arturo Jara SobarzoFelipe Andrés Jeria GonzálezClaudio Alfonso Jorquera MolinaJean Paul Jouannet BayoMarhorie Mirelle Lapierre CabreraJaime José Las Heras MondacaLuis Andrés Latorre ProgulakisWalter Lee RíosJosé Javier Lizama GonzálezJavier Lizana BesaAndrés Arsenio Llanos MelladoMoisés Elías López AltamiranoGonzalo Andrés López ÁlvarezJuan Eduardo López AmenábarFrancisco Javier López VásquezGustavo Adolfo Malig LeónElizabeth Andrea Manríquez ArayaDaniela Andrea Mardones AravenaDiego Enrique Martínez NavalonRodrigo Esteban Maturana SánchezClaudio Antonio Aníbal Medel LavínClaudia Andrea Mejías HerreraDavid Alejandro Meléndez GutiérrezPablo Antonio Meléndez MusaÓscar Cristián Patricio Mendoza PradoRolando Arturo Millán VenegasFrancisco Antonio Miño ParedesCristhian Hugo Moller AgüeroDaniel Francisco Antonio Montero ChauraLoreto Magdalena Morales LópezArturo José Mujica RamírezRafaela Munita CollaoRoberto Antonio Muñoz BravoStephanie Osky Naeter JiménezCarlos Andrés Navarro DíazManuel Jesús Norambuena CáceresEric Alejandro Norambuena JorqueraAndrea Patricia Norambuena LiraMarcia Leonor Nova CifuentesMarcos Rodrigo Núñez OrtizHernán Ignacio Ocariz DíazCarola del Pilar Ogno BenavidesJaviera Giannina Olave CáceresCarolina Rosario Olea Sandoval


Martha Viluska Becerra PandoPaolo Alberto Brignardello Sermini Mejor rendimientoEfraín Martínez InsignaresCarlos Alberto Orellana AmaroRoberto Antonio Ríos Bustos

Rodrigo Diego Ríos GálvezClaudia Alejandra Valderrama UlloaMauricio Andrés Varas DíazFelipe Andrés Vidal Silva

Mauricio Alejandro Pradena Míquel Mejor rendimiento

POSTÍTULO ADEC (Administración de Empresas Constructoras)

MAGÍSTER EN CONSTRUCCIÓN

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Cristián Eduardo Salinas Bustamante Mejor egresadoGuillermo Andrés Enrique San Martín CamponovoRicardo Esteban Sánchez CandiaMauricio Sebastián Sánchez MesinaSergio Andrés Sandoval OyanaderSebastián Alberto Sanhueza EspinozaFelipe Sebastián Schalper EtchebarneAlfredo Christian Schulz OgazSergio Iván Seguel Canessa Rodrigo Enrique Sepúlveda SalinasKarla Andrea Sepúlveda VergaraMaría Paz Silva GiglioElizabeth Andrea Silva MartínezAlejandro Antonio Silva MuñozPablo José Silva PérezMarcela Alejandra Silva VallejosCarolina Denisse Tapia FuentesSebastián Teuber SalazarHernán Ignacio Torres HonoratoCristóbal Crescente Tuñón PardoRosa Ester Umanzor NúñezPaola Edith Urrea CastilloPía Valdés GuerraTamara Alejandra Valdivia SotoMaría Alejandra Valencia LeytonGonzalo Efraín Vásquez ArredondoWladimir Orlando Vejar PérezCristián Gonzalo Vergara CastroJosé Manuel Villarroel CerdaAndrés Ricardo Werner SánchezThelma Alejandra Yáñez BarreraClaudio Selem Yapur ArayaLuis Alfredo Zamora MenesesRenato Javier Zamora MontecinosFernando Manuel Zamora PeñalozaMauricio Andrés Zeidan MuslehMarko Esteban Zepeda ArayaMacarena Andrea Zepeda CarrascoRoberto Andrés Zepeda Molina


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Inscripción Nº ISSN 0717 - 7925Edición: diciembre 2009

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EQUIPO EDITORIAL RESPONSABLE

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MARCELA BUSTAMANTE SALGADO

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