E E d i t o r i a l Atentamente, - uc.cl · Donza, argentIna rIeSgo De fISuracIón en loSaS De...

Es un agrado para nosotros presentar nuestra Revista de la Cons-trucción que está cumpliendo cuatro años contrubuyendo a la

comunidad con temas interesantes y actualizados. Quiséramos, además de agradecer los valiosos aportes de investigadores na-cionales y extranjeros, la participaciòn de las empresas que nos han proporcionado su auspicio el cual hace posible la realización de este proyecto.

Para nosotros es un orgullo presentar a los nuevos titulados, quienes, estamos seguros, marcarán la diferencia donde desarrollen sus meritorias aptitudes adquiridas en nuestra Escuela.

Finalizaunañoqueesperamosleshayatraidomuchasgratifi-caciones y deseándoles aun mejor próximo año.

Queda siempre abierta la invitación a seguir apoyando nuestra Revista, cuyo aporte será bienvenido para nosotros, pues esperamos mejorar constantemente los contenidos de nuestra Re-vista y con su apoyo esto será siempre posible.

Atentamente,

Ed

it

or

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l

Dr. Miguel Andrade GarridoEditor Responsable

Revista de la Construcción

ESTIMADOS LECTORES

Director

Cristián Piera Godoy

Editor Responsable

Miguel Andrade Garrido ([email protected])

Comité Editorial:

Cristián Piera Godoy:DirectordelaEscueladeConstrucciónCivildelaPontificiaUniversidadCatólicadeChile.ProfesortitulardelaEscueladeConstrucciónCivil,PontificiaUniversidadCatólicadeChile.

Oladis Marici Troconis de Rincón: IngenieroQuímico,MagísterenCorrosión,UniversidaddelZulia,Venezuela.ConsultoradelaGobernacióndelEstadodeZulia,Venezuela.

Víctor Manuel Jarpa:ConstructorCivil,PontificiaUniversidadCatólicadeChile.ConsejerodelaCámaraChilenadelaConstrucción.

José Charó Chacón:ConstructorCivil,PontificiaUniversidadCatólicadeChileProfesordelaEscueladeConstrucciónCivil,UniversidadAndrésBello.

José Calavera Ruiz: Doctor Ingeniero de Caminos, Canales y Puertos.Ingeniero Técnico de Obras Públicas.

Manuel Recuero: DoctorenCienciasFísicas,UniversidadAutónomadeMadrid,España.ProfesorTitular,UniversidadPolitécnica de Madrid, E.T.S.I Industriales, España.

André de Herde: Ingeniero Civil, Arquitecto, UniversitéCatholiquedeLouvain,Bélgica.ProfesorOrdinario. DecanoFacultaddeCienciasAplicadasdelaUniversidadCatólicadeLovaina,Bélgica.

Leonardo Meza Marín: ConstructorCivil,PontificiaUniversidadCatólicadeChile.CandidatoaDoctorUniversidadPolitécnica de Madrid.

Carlos Bosio Maturana:IngenieroCivil,UniversidaddeBuenosAires,Argentina.MásterenDireccióndeEmpresasConstructoraseInmobiliarias(MDI),UniversidadPolitécnicadeMadrid.

Javier Ramírez:LicenciadoenArquitectura,UniversidadAutónomadePuebla,Puebla,México.Doctor(c)enArquitectura,UnidaddePostgradodeArquitectura,UNAM,México.

Miguel Andrade Garrido:DoctorenCienciasdelaEducación,PontificiaUniversidadCatólicadeChile.ProfesorAuxiliaryCoordinadordeInvestigaciónyPublicacionesdelaEscueladeConstrucciónCivildelaPontificia

UniversidadCatólicadeChile.

Comité Asesor:

FelipeVidalSilvaConstanzaBalartCastilloLeonardoMezaMarín

MarcelaBustamanteSalgado

Dirección Postal Revista de la Construcción:Av.VicuñaMackenna4860,Macul.SantiagodeChile

Escuela de Construcción CivilPontificiaUniversidadCatólicadeChile,Santiago

Fonos:56-2-686.45.51-56-2-686.45.65Fax:56-2-553.64.89

www.construccioncivil.puc.cl

e-mail: [email protected]

DemanDa De InformacIón InmobIlIarIa en SantIago De chIle,un eStuDIo tranSverSal _______________________________________________________________ 5carloS aguIrre n., mIguel anDraDe g., DanIela ÁvIla t., Paola PalomInoS g., chIle

análISIS De regularIDaD SuPerfIcIal en camInoS PavImentaDoS ______________________________ 16maurIcIo PraDena m., chIle

correlacIón entre DenSímetro nuclear y cono De arena Para SueloS fInoS

De baja PlaStIcIDaD y coheSIvoS ______________________________________________________ 23maría SoleDaD gómez l., SergIo vIDal a., chIle

InteraccIón De aDIcIoneS mIneraleS en PaStaS De cemento _________________________________ 33v. l. bonavettI, v. f. rahhal, argentIna

eStuDIo De morteroS con acrílIco IncorPoraDo, aPlIcaDoS Sobre hormIgón armaDo Para ambIenteS InDuStrIaleS. IncIDencIa en Su DurabIlIDaD meDIante enSayo aceleraDo ________________________ 42ana maría carvajal, rIcarDo gIanI Del ch., franco catInello, rIcarDo lagoS h., chIle

hormIgoneS elaboraDoS con cementoS bInarIoS y ternarIoS: comPortamIento Durable ____________________________________________________________ 49v. l. bonavettI, e. f. IraSSar, g. menénDez, m. f. carraSco, h. Donza, argentIna

rIeSgo De fISuracIón en loSaS De hormIgón. avanceS en la elaboracIón De una metoDología Para Su evaluacIón ________________________ 59benjamín navarrete f., rIcarDo gIanI Del ch., marcela buStamante S., chIle

ProPoSIcIón De un métoDo De PreDIccIón Del número y ancho De laS fISuraS ProbableS, generaDaS Por DeformacIoneS ImPueStaS coaccIonaDaS ____________________________________________ 73benjamín navarrete f., rIcarDo gIanI Del ch., chIle

tItulaDoS _________________________________________________________________________ 82

Sumario

PÚBLICO OBJETIVO

La Revista de la Construcción está dirigida a profesionales, constructores, académicos, investigadores, empresas, arquitectos, ingenieros y toda aquella persona que desee profundizar y actualizar sus conocimientos en el área de la construcción, por ello invitamos a todos los profesionales y académicos a enviar sus apor tes para ser evaluados y eventualmente publicados en este medio.

OBJETIVOS

Los objetivos de la Revista de la Construcción son:

1.- Difundir los nuevos conocimientos en todos los ámbitos relacionados con la Construcción (Edificación, Obras Civiles, Materiales, Negocios, Enseñanza, etc.).

2.- Proporcionar a los profesionales del área un material de discusión que renueve y actualice sus conocimientos.

3.- Difundir nuevas tecnologías aplicadas en la Construcción en el medio nacional e internacional.

4.- Proporcionar a los académicos nacionales y extranjeros de un medio avalado internacionalmente, con el fin de compar tir sus conocimientos y abrir la discusión en las temáticas planteadas.

EVALUACIÓN DE ARTÍCULOS

1.- El equipo editorial, conformado por dos profesionales del área de la Construcción y el Editor, tiene la responsabilidad de recepcionar los ar tículos y emitir un primer juicio sobre los aspectos formales, además de rechazar un ar tículo cuando este no cumpla con las instrucciones básicas para su publicación y esté fuera de la temática de la Revista o bien no cuente con suficiente mérito científico y académico.

2.- El Editor enviará el ar tículo a un árbitro (miembro del Comité Editorial) especialista en el área del tema, el cual deberá realizar su evaluación de acuerdo a una pauta previamente confeccionada. Este árbitro deberá rechazar, aceptar o bien aceptar con distinción un ar tículo. En caso de rechazo se deberá fundamentar esta situación, luego el ar tículo será devuelto al autor con las observaciones per tinentes.

3.- Los árbitros o evaluadores deberán verificar que se cumplan todos los aspectos formales, además de comprobar que las conclusiones estén acordes con los diseños metodológicos expuestos y los objetivos planteados. Los árbitros conocerán la identidad de los autores, pero estos desconocerán a sus evaluadores.

4.- De existir observaciones, sean menores o medianas, y si el ar tículo está aceptado, el Editor se contactará con el autor para que este realice las modificaciones indicadas en un plazo prudente, una vez realizadas estas modificaciones el ar tículo estará en condiciones de ser publicado.

5.- Si el ar tículo no es aceptado será enviado a otro árbitro; si el rechazo es confirmado, el ar tículo lo será definitivamente y se comunicará al autor esta decisión y se enviarán las evaluaciones correspondientes.

6.- Si el ar tículo es rechazado por un árbitro y aceptado por un segundo, se enviará el ar tículo a su autor con las evaluaciones correspondientes, una vez que se hayan realizado las modificaciones el Comité Editorial lo incluirá nuevamente en la lista de ar tículo para evaluar.

EVALUACIÓN DE LOS ARTÍCULOS

�Revista de la Construcción. Vol. 5 Nº 2 - 2006

Páginas: 5 -15

Demanda de Información Inmobiliaria

en Santiago de Chile, un Estudio Transversal

Autores: Carlos Aguirre N.1, Miguel Andrade G.1, Daniela Ávila T.2, Paola Palominos G.2

1. Académicos Escuela de Construcción Civil, Pontificia Universidad Católica de Chile

2. Constructoras Civiles, Pontificia Universidad Católica de Chile

emails: [email protected], [email protected], [email protected], [email protected]

Fecha de recepción : 28/08/06Fecha de aceptación : 22/09/06

Demand of Real Estate Information in Santiago of Chile, a Cross-Sectional Study

Este ar tículo tiene como objetivo establecer un análisis preliminar de la situación de los demandantes de infor-mación inmobiliaria en Santiago de Chile.

Se muestra un per fil demográfico de los tomadores de decisiones inmobiliarias, sus fuentes actuales de infor-mación y posteriormente su nivel de satisfacción.

Como conclusión, se establece que los tomadores de decisiones están medianamente satisfechos con la información de ofer ta que le proporcionan actualmente, mientras que demuestran insatisfacción en la informa-ción de demanda.

Palabras clave: información de mercado, mercados inmobiliarios, gestores inmobiliarios.

Resu

men

Abst

ract This article has as objective to establish a preliminary

analysis of the plaintiffs of real estate information situation in Santiago of Chile.

A demographic profile of the drawees of real estate decisions is shown, its current sources of information and later on its level of satisfaction.

As conclusion, this research settles down that the drawees of decisions are fair ly satisfied with the offer information provided at the moment, whi le they demonstrate dissatisfaction with the demand information.

Key words: market information, real estate markets, real estate agents.

I.- IntroduccIón

En la actualidad la información de los mercados es un bien preciado y por qué no decirlo, asimétrica. Si bien en nues-tra economía existe mucha información, la acumulación, la asimetría y la baja confiabil idad de las fuentes de datos, son lugares comunes a todo investigador que busque “excavar” en los oferentes y demandantes de un mercado.

En ese espíritu y con el convencimiento de que el mal de la mala información es-taba regada en el mercado inmobiliario, se plantea una investigación que busca establecer el grado de satisfacción de los gestores inmobiliarios, sus asesores y financistas, sobre los niveles, fuentes y necesidades de información.

El tipo de investigación que se realizó fue del tipo exploratoria, de carácter no experimental y de cor te transversal.

La investigación busca dar respuesta a la hipótesis planteada, correspondiente al grado de insatisfacción que presentan los tomadores de decisiones de proyec-tos inmobiliarios frente a la información

� Revista de la Construcción. Vol. 5 Nº 2 - 2006

Carlos Aguirre N., Miguel Andrade G., Daniela Ávila T., Paola Palominos G.

Correcciones del instrumento

sobre la actividad inmobiliaria existente hoy en el mercado.

II.- SeleccIón del InStrumento

El instrumento de medición fue una en-cuesta tipo entrevista estructurada, que se aplicó a los exper tos por medio de una entrevista personal. Se diseño, según la metodología presentada en la Figura Nº 1 e intenta descubrir el conocimiento y ex-periencia de aquellas personas que están familiarizadas con el proceso de toma de decisión en proyectos inmobiliarios, las cuales son consumidoras de información y por ende, son capaces de dar su opinión en relación con la información que existe actualmente en el mercado.

Para conformar la encuesta definitiva se contó con la opinión de especialistas y fue preciso realizar varias versiones.

Las preguntas del instrumento, se seg-mentaron según los siguientes criterios:

tabla nº 1: Tipo de preguntas diseñadas

tipo de preguntas nº de preguntas

Segmentación 7

Compor tamiento o conducta 9

Intención 4

Percepción �

Conocimiento y experiencia 2

Fuente: Elaboración propia en base a encuesta dise-ñada a gestores inmobiliarios

En relación con el formato de las pregun-tas que se realizaron en la encuesta, se diseñaron de la siguiente manera: de las 22 preguntas que se efectuaron, 17 fue-ron de respuestas cerradas, ya que estas son más rápidas de responder, con lo cual se logra reducir el tiempo de duración de la entrevista. En los casos en los que se requería obtener una mayor información del encuestado, se elaboraron preguntas con respuestas abier tas, estas corres-pondieron a �.

III.- APlIcAcIón del InStrumento de medIcIón

En la siguiente sección se pretende expli-citar el sistema de recolección de datos, es decir, la aplicación de la encuesta previamente diseñada. Por otra par te, se mencionará, además, el tipo de mues-treo utilizado para ello, se analizarán en detalle las entrevistas, realizadas con el fin de aplicar el instrumento de medición, para así dar a conocer en qué consisten estas.

En este marco se define la población:

“Empresas inmobiliarias, gestoras, desa-rrolladoras y par ticipantes de los proyec-tos inmobiliarios de la Región Metropo-litana que hayan desarrollado proyectos en el último año. Además es necesario agregar algunas empresas que par ticipan en la asesoría de proyectos, que también utilizan información inmobiliaria.”

Para hacer posible la aplicación del ins-trumento de medición, diseñado con el propósito de conocer la demanda de in-formación referente al mercado inmobi-liario, tal como ya se ha sido dicho, se utilizó un muestreo no probabilístico y por conveniencia, específicamente de consulta a exper tos, ya que para este tipo de investigación, exploratoria, es lo recomendado.

Además, con la intención de esquematizar el procedimiento a través del cual fue aplicado el instrumento de medición, en el período recién mencionado, es posible apreciar la Figura Nº 2, que se presenta a continuación.Definición y selección de

dimensiones

Determinación del tipo de preguntas a realizar

Construcción de preguntas

Diseño de características físicas del instrumento

Revisión y sugerencias de especialistas

Aplicación del instrumento

Figura nº 1: Fases en el diseño del instrumento de medición

Fuente: Elaboración propia

Figura nº 2: Esquema de aplicación del instru-mento de medición


7Revista de la Construcción. Vol. 5 Nº 2 - 2006

Páginas: 5 -15

IV.- ProceSAmIento de loS dAtoS Y AnÁlISIS de reSultAdoS

Una vez efectuadas todas las entrevistas, se inicia con el proceso de revisión de las encuestas, para asegurarse que es-tén completas, que las respuestas sean coherentes y que se hayan seguido todas las instrucciones.

Los estadígrafos utilizados para el aná-lisis de datos fueron principalmente las medidas de tendencia central ; como son la media aritmética, la mediana y la moda. Como medidas de dispersión se han considerado las frecuencias absolu-tas, frecuencias relativas y la desviación estándar.

Para ello se comenzará estudiando la muestra, es decir, sus diversas caracte-rísticas de manera de conocer la segmen-tación de la misma, luego se continúa con el estudio de las dimensiones y objetivos de la encuesta. Por último se realiza un análisis de cruces que permiten obtener un estudio más profundo de las necesi-dades que manifiesta la demanda.

1.- Análisis y segmentación de la muestra

Con el propósito de identificar y conocer a las empresas que respondieron la en-cuesta diseñada, se procede a analizar y segmentar la muestra en función de algunas preguntas que a continuación se detallan, todo esto se realizó de acuerdo a la metodología que se presenta la Fi-gura Nº 3

Proyectos que realizan las empresas encuestadas

Para conocer los tipos de proyectos que realizan las empresas encuestadas, se puede observar el Gráfico Nº 1 que si-gue. En este Gráfico es visible que de las 40 encuestas realizadas, el 3�% de estas desarrolla proyectos de casas y depar tamentos, a lo que se suma otro 3�% que solamente realiza proyectos de depar tamentos. Además se observa que el 10% se dedica al desarrollo de proyec-tos de casas solamente. Por otra par te se puede ver, pero ya como una minoría, que el 20% restante está dividido en empresas que trabajan en proyectos de casas, de-par tamentos, estudios y oficinas con sus respectivas combinaciones, las cuales no superan al 7,�% de la muestra.

Experiencia de las empresas

En relación con los años de experien-cia que presentaron las empresas, en su labor de desarrollo de proyectos in-mobiliarios. Es posible observar, en el Gráfico Nº 2, que el promedio se encuen-tra cercano a los 17 años de experiencia y además la muestra está concentrada en el rango desde 0 hasta 30 años.

Figura nº 3: Metodología de segmentación de la muestra


Gráfico nº 1: Proyectos que realizan las empre-sas encuestadas

Fuente: Elaboración propia, según resultados de encuesta

Tamaño de las empresas

Para conocer el tamaño de las empresas se considera, de acuerdo a la cantidad de unidades vendibles que estas son ca-paces de desarrollar en el período de un año. Si bien, la cantidad de unidades vendibles al año no es una medida que se relacione directamente con el tamaño de la empresa, se analizó de igual modo, ya que refleja la liquidez de las mismas y representa el respaldo económico que las empresas presentan para el financia-miento de sus proyectos.

Como se observa en el Gráfico Nº 3, la muestra presenta un promedio cercano a las 347 unidades vendibles desarrolladas en el año. Sin embargo, la mayoría de las empresas lleva a cabo una cantidad

Gráfico nº 2: Experiencia de las empresas de-sarrollando proyectos inmobiliarios




que va desde 0 hasta las �00 unidades vendibles al año.

Identificación de las personas encuestadas

Para conocer a los consumidores de información inmobiliaria, es necesario identificar la labor que desempeñan las personas que respondieron la encuesta. Antes de pasar a este análisis se debe aclarar que los cargos ocupados por los encuestados fueron clasificados en cuatro áreas de desempeño, las que co-rresponden a Área Comercial, Área de Proyectos, Área de Asesoría y finalmente Área de Gerencia.

En relación a esto, como se puede ver en el Gráfico Nº 4, de las encuestas realiza-das, el 4�% corresponde al Área Comer-cial, a continuación el 3�% se desempeña en el Área de Proyectos. El 14% restante, está dividido en par tes iguales al 7% de la muestra, y este se encuentra entre las Áreas de Gerencia y de Asesoría

La experiencia de las personas encues-tadas tiene directa relación con el grado de conocimiento que ellos poseen acerca del mercado inmobiliario, y por esto son capaces de detectar la información que requieren para tomar sus decisiones de inversión en proyectos de este tipo.

Al respecto, la mayoría de las personas encuestadas, como se observa en el Grá-fico Nº � que a continuación se presenta, han realizado su labor como desarrolla-dores de proyectos inmobiliarios por un período que va desde 0 a 7,� años. Lo cual explica que la muestra presente un promedio de �,7 años de experiencia en el desempeño de su labor.

2.- Análisis de los objetivos del instrumento

a.- Parámetros utilizados en el proceso de toma de decisiones de un proyecto inmobiliario

En la toma de decisiones inmobiliarias, se debe destacar que existen distintos

niveles de competencia, estos son a nivel de comuna, sector dentro de la comuna, entorno inmediato, y por ultimo compe-tencia de localización alternativa.

Para simplificar el análisis estadístico de las siguientes preguntas, se modificó la escala de Liker t utilizada en la encuesta, y se le asignó un valor numérico a los dis-tintos niveles de profundidad, los cuales se presentan en la Tabla Nº 2 que sigue a continuación.

Al consultar a los gestores inmobiliarios, sobre el grado de profundidad con que ellos estudian a sus competidores a nivel de comuna y la profundidad del estudio en cada uno de los niveles de competencia. Como es posible observar, se afirma que los competidores que hay dentro de la comuna, dentro del sector en la comuna y, por supuesto, los que están en el entor-

Gráfico nº 3: Tamaño de las empresas


Gráfico nº 4: Áreas de desempeño de las per-sonas encuestadas


Gráfico nº 5: Experiencia de las personas en-cuestadas


tabla nº 2: Valoración numérica de la escala de Likert del nivel de profundidad

muy Profundamente Profundamente Superficialmente Solo referencia no lo estudia

� 4 3 2 1



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no inmediato a los proyectos, se estudian muy profundamente. Por su par te los competidores de localización alternativa son estudiados solo super ficialmente.

Otro punto impor tante, para desarrollar el proceso de toma de decisiones correcta-mente, se basa en el conocimiento de la demanda. Razón por la cual se consultó a los encuestados acerca del medio de segmentación que ellos utilizan para es-tablecer la demanda que esperan para sus proyectos.

Al respecto, de acuerdo a lo que presenta el Gráfico Nº 7, el 31% de la muestra realiza la segmentación de los consumidores según el número de integrantes del grupo familiar, seguido de un 30% correspondiente a seg-mentación según nivel de ingresos, y con un 1�% de acuerdo al ciclo de vida.

Gráfico nº 6: Nivel de profundidad del estudio de la competencia en las distintas localizaciones


Gráfico nº 7: Herramienta de segmentación de la demanda ocupada por los Encuestados


Gráfico nº 8: Método de captación de los atributos más valorados en la unidad vendible


Gráfico nº 9: Método de captación de los atributos más valorados en el conjunto


Al analizar el 24% restante, se observa que segmentan con un 10% según la edad del comprador, con un �% de acuerdo al nivel de estudios. Finalmente, la minoría, se divide entre segmentación mediante el estado civil, profesión y comuna de ori-gen del comprador. De los cuales ninguno

logra individualmente, superar el 3% de la muestra.

El siguiente punto consultado, correspon-de a las herramientas que utiliza la gama de gestores inmobiliarios, para lograr determinar los atributos más valorados

10 Revista de la Construcción. Vol. 5 Nº 2 - 2006


Para el caso de los atributos del conjunto se repite la misma situación que en los atributos de la unidad vendible, como se observa en el Gráfico Nº 9 que se presenta a continuación. En él, la gran mayoría, representando aproximadamente el �0% de la muestra, utiliza el Estudio de Merca-do como herramienta única para conocer esta valoración. Sin embargo, la Encuesta Propia como único método utilizado, au-menta a un 22,�% de la muestra, lo mismo sucede con la Simulación de Compra que representa el 17,�% de la muestra y apa-rece como única herramienta para conocer dicha valoración, lo que no se observó en los atributos de la unidad vendible.

Finalmente, para conocer la valoración de los atributos del entorno y determinar la ubicación óptima del proyecto, se pre-senta el Gráfico Nº 10. En este, la mayor par te de la muestra, que corresponde a un �2,�%, utiliza el Estudio de Mercado como único método para determinar la va-loración de dichos atributos. Luego el 1�% siguiente declaró usar la Encuesta Propia como única herramienta para ello.

De este modo, el 22,�% restante, que-da dividido por la combinación de las

Gráfico nº 10: Método de captación de los atributos más valorados del entorno


Gráfico nº 11: Profundidad de análisis de las al-ternativas técnicas para la compra de un terreno


Gráfico nº 12: Información sobre los precios y ventas del mercado inmobiliario


Gráfico nº 13: Información sobre el producto ofrecido en el mercado inmobiliario


por la demanda que estos esperan para sus proyectos. Se debe aclarar que para realizar este análisis se debió separar los atributos de la unidad vendible, del con-junto y del entorno del proyecto con el fin de obtener una respuesta más precisa.

Así se determinó que para los atributos de la unidad vendible la herramienta que más se utiliza, según el Gráfico Nº �, es el Es-tudio de Mercado como herramienta úni-ca, la cual representa aproximadamente el �0% de la muestra, seguido de un 17,�%

correspondiente a Encuestas Propias y un 10% que dice utilizar solamente Focus Group para conocer esta valoración.

La porción restante, es decir el 22,�% utili-za más de una herramienta para determinar la valoración de los atributos de la unidad vendible, el cual está compuesto por las antes mencionadas más las herramientas de simulación de compra, experiencia y sus combinaciones. Sin embargo, ninguna de ellas supera el �% del total.


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herramientas recién mencionadas con Simulación de Compra, Focus Group y Experiencia, las que no alcanzan a supe-rar el �% de la muestra.

Otro aspecto a considerar en el proceso de toma de decisiones para la gestión de un proyecto inmobiliario, corresponde al estudio de las alternativas técnicas y el nivel de profundidad con que estas se analizan al momento de tomar la deci-sión de inver tir en la adquisición de un terreno que permita desarrollar este tipo de proyectos.

Al respecto, como lo presentó el Gráfico Nº 11, es posible afirmar que el 44% de los encuestados estudia las alternativas técnicas a nivel de diseño preliminar de plantas generales (productos distribui-dos en planta). A continuación el 3�% de la muestra estudia dichas alternativas a nivel de super ficie vendible y subterrá-neos. Finalmente el 1�% restante, toma la decisión entre las distintas alternativas técnicas, basándose en el diseño del pro-ducto en detalle.

b.- Información e indicadores del mer-cado inmobiliario, utilizados para la evaluación del proyecto

En el proceso de toma de decisiones es necesario poseer información referente a los precios ofrecidos y las ventas de los bienes que se transan en el mercado inmobiliario. Al consultarle a los evalua-dores de proyectos estos manifestaron lo que se ilustra en el Gráfico Nº 12 que a continuación se presenta. La información estudiada con más frecuencia por los encuestados corresponde al Valor de UF/m2 de venta, representando el 90% de la

muestra. Seguido de un 7�% correspon-diente a la velocidad de ventas, luego un �3% del total, el que representa al stock de unidades disponibles en el mercado. Posteriormente sigue con un 40% el valor de UF/m2 de terreno y un 3�% que corres-ponde al Precio Promedio.

El resto de la muestra se divide en precio desde, hasta y ofrecidos en el mercado los que no superan el 30% del total. Esto implica que la información de mayor re-levancia para los encuestados, es aquella que se relaciona directamente con las ventas que se generan en el mercado.

Además de los aspectos referentes a los precios y ventas del mercado, es preciso contar con información relativa al pro-ducto ofrecido. Al respecto, se tiene el Gráfico Nº 13, en el cual se observa que el ��% de la muestra manifiesta una pre-ferencia por estudiar con mayor profun-didad los atributos de la unidad vendible. Seguido de un 3�% que corresponde a

los atributos del conjunto y el número de habitaciones de la unidad, un 3�% referi-do a la super ficie útil promedio y el 33% correspondientes al equipamiento del entorno. Finalmente los aspectos menos estudiados son la super ficie construida promedio, el número de baños y los m2 de losa, los cuales no superan el 1�% de los encuestados.

c.- Informes inmobiliarios actualmente utilizados

Para conocer los informes inmobiliarios que actualmente utilizan, los responsa-bles del proceso de toma decisiones in-mobiliarias, como herramienta para llevar a cabo esta labor, se consultó, en el ins-trumento de medición, al respecto y se obtuvieron los siguientes resultados.

Tal como lo presenta el Gráfico Nº 14, es posible apreciar que el �3% de los encuestados realiza sus propios estu-dios inmobiliarios para dar apoyo a su proceso de toma de decisiones. Luego el �3% utiliza el Informe Inmobiliario CCHC como herramienta de refuerzo, el ��% de la muestra declaró usar el informe Collect para ello.

El resto de los informes del mercado, el cual se encuentra compuesto por Acop, Gemines, Transsa y MACH, se ocupan en menor medida y no logran superar al 2�% de los encuestados.

tabla nº 3: Valoración numérica de la escala de Likert del nivel de satisfacción

muy Satisfactorio Satisfactorio Indiferente Poco Satisfactorio nada Satisfactorio

� 4 3 2 1


Gráfico nº 14: Grado de utilización de los infor-mes inmobiliarios del mercado




Un aspecto muy relevante corresponde al nivel de satisfacción que estos informes proporcionan a sus usuarios. Los Grá-ficos que a continuación se muestran, dan a conocer el grado de satisfacción que entrega cada uno de estos informes a quienes los ocupan, cabe señalar que estas preguntas fueron respondidas de acuerdo a los informes que cada encues-tado utilizaba.

Para la realización de este análisis se diseño una escala de Liker t, a la cual se le asignó un valor numérico a cada nivel de satisfacción, tal como se presenta en la Tabla Nº 3.

Al consultar sobre el nivel de satisfac-ción que proporciona el informe Acop, cuyos usuarios representaban el 1�% de la muestra, estos manifestaron, tal como se muestra en el Gráfico Nº 1�, que el 44% lo percibe satisfactoriamente y un 33% opinó encontrarlo indiferente, esto se debe a que el total de los usuarios se concentra en las puntuaciones 3 y 4 de la escala de Liker t antes mencionada.

Al realizar la consulta, referente al grado de satisfacción que el informe Collect les genera a sus usuarios, estos mani-festaron lo siguiente. Como, se puede observar que, de la porción que declaró utilizar este informe (�3% de la muestra), el �4% opinó que es satisfactorio, en su mayoría, lo que se explica debido a que la muestra se concentra en el rango equivalente a 4.

Con respecto al informe Gemines, los usuarios que corresponden al 2�% del total de encuestados, declararon en un �0% aproximadamente, encontrar el in-

Gráfico nº 15: Nivel de satisfacción que proporciona el informes a sus usuarios



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forme satisfactorio, concentrándose, por lo tanto la mayor cantidad de usuarios en la puntuación 4.

El nivel de satisfacción que repor tó el informe Inmobiliario CCHC, el cual es utilizado por el �3% de los encuestados. En él se puede observar que la mayo-ría de los usuarios se concentra en la puntuación 4, que corresponde según la escala de Liker t antes señalada, al nivel satisfactorio. Esta mayoría representa el ��% del total de encuestados que utilizan este informe.

Al estudiar el grado de satisfacción que genera el informe MACH a sus usuarios, se observa que del total de usuarios del mismo, la mayor par te declara que es sa-tisfactorio, este grupo representa el �0% de sus usuarios, sin embargo existen al-gunos usuarios que declararon encontrar-lo indiferente, poco satisfactorio y nada satisfactorio, estos corresponden al 10%, 20% y 10% de ellos, respectivamente.

Otra arista referente a los informes men-cionados anteriormente, corresponde a la información que carecen estos y que los encuestados consideran útil al momento de desarrollar su labor. Al respecto se

realizó la consulta y se obtuvieron los siguientes resultados que se aprecian en el Gráfico Nº 1�.

En este Gráfico se observa que la informa-ción necesaria que no se encuentra dis-ponible para los usuarios, en los informes antes mencionados, corresponden en su mayoría a distintos elementos de las ven-tas del mercado. Estos son la velocidad de venta por sectores con un 20%, seguido de los precios reales de ventas (precio ofer ta con descuento) con un 17%, los precios por programa y sector equivalente al 12% del total y la velocidad de venta con y sin recepción final representando el 7%. Además los encuestados mani-festaron falta de información referente al stock de unidades con y sin permiso de edificación o recepción final según sea el caso, lo que refleja al stock de acuerdo al estado de ejecución de los proyectos, estos representaron el 14% del total. La fracción restante se divide en otros, nicho móvil, proyección socioeconómica del mercado, los cuales no superan el 12% cada uno. A esto se suma una par te de la muestra que dijo estar satisfecha con la información existente, es decir, no detectó insuficiencias, sin embargo esta porción no superó el �% del total.

Como último aspecto referente a los in-formes que uti l iza la gran mayoría de los encargados del proceso de toma de decisiones, se debe mencionar el costo que pagaban los usuarios por dichos in-formes incluyendo los estudios propios. Sin embargo, esto no fue posible de de-terminar por completo, principalmente debido a que las empresas, generalmente poseen una administración horizontal y desagregada por depar tamentos. Razón

por la cual las personas encuestadas, en su mayoría, desconocían los valores de los informes y señalaron además, que estos solamente les eran entregados por correo interno de la empresa, agregando que el depar tamento de Finanzas era el encargado de realizar los pagos relativos a la adquisición de dichos informes.

Por otra par te, hubo también un segmento de la muestra, que en definitiva se negó a entregar esta información, excusándose en que lo requerido correspondía a infor-mación confidencial de la empresa.

d.- Fuentes de información actualmente utilizadas

Los tomadores de decisiones para ela-borar sus propios estudios inmobiliarios, utilizan algunas fuentes de información de donde pueden obtener la información que necesitan. Para conocer dichas fuentes, en el instrumento de medición se consul-tó cuáles eran las que utilizaba cada uno de los encuestados, para la confección de sus propios estudios.

Como se muestra en el Gráfico Nº 17, de las fuentes de información consultadas, las más requeridas por los encuestados corresponden a Revista Vivienda y Deco-ración de El Mercurio y por talinmobiliario.com, con un 73% y 70% respectivamente. Seguido de estos se encuentran los Avi-sos clasificados de El Mercurio y emol.com, el cual es utilizado por el 43% de los encuestados, Pabellón de la Construcción con un 3�% del total de encuestados, Revista Casa y Decoración de La Tercera utilizada por el 33%, las DOM municipales con un 30% y, con un 2�% se encuentran la Investigación Propia, que corresponde

Gráfico nº 16: Carencia de información según los requisitos de los encuestados




a la recolección de información a través de consultas que realizan las mismas em-presas a las sala de ventas de proyectos que se encuentren en ejecución.

El resto de las fuentes consultadas no alcanzaron a superar el 3% del total de la muestra, estas son Página Web de Acop, índice de la Construcción CCHC y las Páginas Amarillas, cabe señalar que esta última no es utilizada por ninguno de los encuestados.

En relación a con qué nivel de actuali-zación quisieran recibir la información sobre depar tamentos nuevos, se obtuvo el Gráfico Nº 1� que sigue a continuación. En él se observa que el área Asesoría se divide en dos grupos, el mayor de ellos requiere esta información mensualmen-te, el menor requiere dicha información diariamente.

Por su par te el área de Gerencia, se divide en tres grupos iguales, a uno de ellos les gustaría trabajar con la información relativa a depar tamentos nuevos diaria-mente actualizada, otro con actualización semanal y el último necesita recibir dicha información mensualmente. Para los en-cuestados del área Proyectos declararon requerir esta información mensualmente, en su mayoría, la igual que para el área Comercial.

Con el propósito de posicionar econó-micamente en el mercado a los estudios inmobiliarios, es de suma necesidad co-nocer la satisfacción que cada uno de ellos genera a sus usuarios. Para esto se puede observar el Gráfico Nº 19, en el cual se aprecia que los informes Acop, Transsa y MACH son evaluados desde

Gráfico nº 19: Niveles de satisfacción de los informes inmobiliarios


Gráfico nº 20: Nivel de satisfacción promedio de los informes inmobiliarios del mercado


Gráfico nº 17: Grado de utilización de las distintas fuen-tes de información


Gráfico nº 18: Grado de actualización de infor-mación sobre departamentos nuevos con que

gustan trabajar las áreas de desempeño


1�Revista de la Construcción. Vol. 5 Nº 2 - 2006

Páginas: 5 -15

nada satisfactorio hasta un máximo de satisfactorio.

Por su par te los informes Collect, Ge-mines, Informe Inmobiliario CCHC son percibidos desde poco satisfactorio hasta muy satisfactorio por sus usuarios, pre-dominando en ellos el nivel satisfactorio y los Estudios Propios resultan ser eva-luados en cuanto a la satisfacción que repor tan desde indiferente hasta muy sa-tisfactorio, con este último manifestando un claro predominio.

Además se debe mencionar que para de-terminar los niveles de satisfacción más representativos para cada informe se tra-bajó con la moda, es decir, el valor más repetido para medir la satisfacción que cada informe produce en los usuarios, mediante este valor se obtuvo el Gráfico Nº 20, el cual logra resumir el nivel de satisfacción promedio de cada uno de los estudios.

VI.- concluSIoneS

Las decisiones inmobiliarias al estar con-dicionadas por un sinnúmero de opor tu-nidades, peligros y dudas, se hacen más riesgosas.

El mercado dinámico que rodea la decisión inmobiliaria, producto de la alta competi-tividad de las empresas, ha comenzado a comprender el verdadero apor te que pro-duce el uso adecuado de información ac-tualizada, válida y confiable, como medio para mejorar la calidad de las decisiones.

Pese a que las decisiones son realizadas en base a la metodología de preparación y evaluación de proyectos, esto no asegura que la decisión tomada sea la menos riesgosa, si no se cuenta con una buena base de datos que genere información cer tera y fidedigna, la cual logre reducir los niveles de incer tidumbre y riesgo al momento de tomar la decisión de inver tir en algún proyecto inmobiliario, se deben evaluar también las capacidades, de los responsables de realizar este proceso, para interpretar al mercado inmobiliario.

Los usuarios de este tipo de informes declararon presentar necesidades de in-formación respectos a precios promedios de ofer ta, al valor UF/ m2 de venta, veloci-dades de ventas, super ficie útil y atribu-tos tanto del conjunto como de la unidad ofrecida, todo esto analizado para cada uno de los sectores que se identifican en las comunas separado según número de habitaciones. Los demandantes de información presentaron una mediana satisfacción por los informes que existen actualmente, debido a que no poseen toda la información que ellos requieren.

BIBlIoGrAFÍA

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10. Urban Institute. Opciones para mejorar la disponibilidad y diseminación de informa-ción útil sobre el mercado inmobiliario en Chile. Washington D. C., Estados Unidos, junio 2003.


Mauricio Pradena Miquel

Análisis de Regularidad Superficial en Caminos

Pavimentados

Autor: Mauricio Pradena Miquel

Académico Departamento de Ingeniería Civil Universidad de Concepción

email: [email protected]


Analysis of Superficial Regularity in Paved Roads

Las mediciones de regularidad en un pavimento son muy utilizadas en la actualidad por las agencias viales debido, entre otros factores, a que son muy sensibles a la percepción de los usuarios, lo cual está acorde con la actual visión de la Ingeniería Vial de considerar a estos como clientes.

Este ar tículo trata sobre la revisión del concepto, su impor tancia y terminología adecuada. La forma de medición y cálculo, su consideración en el compor-tamiento de caminos pavimentados y en la toma de decisiones para una adecuada gestión vial.

En este sentido este estudio se complementa con otro publicado anteriormente en este medio por el autor que trata el concepto de regularidad en caminos sin pavimento.

El presente ar tículo es un avance y forma par te del marco teórico de la Tesis de Magíster en Construcción Especialidad Infraestructura del autor

Palabras clave: regularidad, pavimento, Índice de Regularidad Internacional (IRI).

Resu

men

Abst

ract The measurements of regularity in a pavement are very

used at the present time by the agencies of highways and roads, among other factors, they are very sensitive to the perception of the users, which agrees with the current vision of the Transportation Engineering as considering them as customer.

This ar ticle considers the revision of the concept, i ts impor tance and appropriate terminology. The mensuration form and calculation, their consideration in the behavior of paved roads and in the taking of decisions for an appropriate administration of highway and roads.

This study is supplemented with another published previously by the author that treats the concept of regularity in roads without pavement.

This article is an advance and it is part of the theoretical frame of the Thesis of Master in Construction in the area Infrastructure of the author

Key words: regular i ty, pavement , In ternat iona l Regularity Index (IRI).


Páginas: 16 - 22

1 INTRODUCCIÓN

La especificación ASTM E 867 “Termino-logy Relating to Traveled Surface Charac-teristics”, define rugosidad (roughness) como la desviación de una determinada super ficie de pavimento respecto a una superficie plana teórica, con dimensiones que afectan la dinámica del vehículo y la calidad al manejar (ASTM, 1995).

El Índice de Rugosidad Internacional IRI es un indicador estadístico de la irregu-laridad del pavimento; y representa la diferencia entre los perfiles longitudinales de las super ficies antes mencionadas

Este indicador es ampliamente aceptado y utilizado en todo el mundo en investi-gaciones y por agencias viales debido a que influye directamente en la percepción que el usuario tiene del estado de la vía, lo cual se condice con la actual visión de la Ingeniería Vial de ver al usuario del camino como un cliente que requiere un servicio adecuado.

Debido a que la red vial pavimentada de un país es generalmente la que concentra los mayores flujos vehiculares y cómo las irregularidades del pavimento influ-yen directamente en la percepción de los usuarios que circulan por la vía es que cobra relevancia el presente estudio.

2 DESARROLLO

2.1 COMPORTAMIENTO DE CAMINOS PAVIMENTADOS

2.1.1 Comportamiento de un pavimento

El compor tamiento de un pavimento es la medida de la calidad del servicio fun-cional y estructural que presta durante un periodo determinado. Los usuarios califican subjetivamente la calidad fun-cional, interesándoles principalmente la suavidad de la super ficie, la seguridad y el aspecto general de la obra. A esto se debe agregar el compor tamiento estruc-tural, que es la capacidad del pavimento para sopor tar las cargas que impone el tránsito y resistir los efectos del medio ambiente.

Los pavimentos que experimentan un de-terioro relativamente acelerado son los que requieren la mayor inversión, por lo que, con el desarrollo masivo de las carreteras pavimentadas, las entidades responsables de la conservación debieron plantearse las interrogantes de cuándo intervenir y de cómo medir el nivel de deterioro. Existen en la actualidad indica-dores que permiten establecer la calidad del servicio que se presta o, como se le denomina, la serviciabilidad. La servicia-bilidad fue definida como la capacidad de un pavimento para servir al tránsito para el cual fue diseñado

El compor tamiento del pavimento pue-de ser representado por la historia de la serviciabilidad de dicho pavimento con-siderando el estado inicial (Pi) y el final (Pf) como muestra la Figura 2.1.

2.1.2 Índice de Serviciabilidad

La AASTHO (American Association of State Highway Officials) desarrolló una prueba en 1959 en la que se estableció la serviciabilidad a par tir del promedio de las evaluaciones de todos los usuarios. Este promedio da origen al índice cono-cido como Present Serviciability Rating, PSR. Entonces, como la serviciabilidad es la percepción que tienen los usuarios del nivel de servicio del pavimento se definió una escala de evaluación de 0 a 5 . En ella una evaluación con nota 5 significa una superficie per fecta, mientras que una nota 0 significa intransitable.

Para disminuir el carácter subjetivo de este índice se relacionaron estas evalua-ciones con cier tas características físicas del pavimento que pueden medirse obje-tivamente. De este manera se obtiene el denominado Present Serviciability Index, PSI (Índice de Serviciabilidad Presente).

En definitiva es posible reemplazar la ca-lificación subjetiva de serviciabilidad por un índice numérico calculado a par tir de variables física medibles (deterioros).

Como el compor tamiento de un camino se puede asociar a valores del índice de serviciabilidad en distintos momentos

Figura 2.1: Curva de Comportamiento de un pavimento



del mismo, entonces es posible definir cier tos valores del indicador para la toma de decisiones. La Tabla siguiente muestra algunos valores de referencia para pavi-mentos nuevos y nivel de restauración para el Índice de Serviciabilidad (p) tal como lo define AASHTO.

CONDICIÓN ÍNDICE DE SERVICIABILIDAD (p)

Pavimento Asfáltico Nuevo 4.2

Pavimento Hormigón Nuevo 2.5

Nivel de Restauración más Exigente 2.5

Nivel de Restauración Adoptado en Chile 2.0

Tabla 2.1: Índices de serviciabilidad de referen-cia

Entonces para obtener la curva de la Figu-ra 2.1 se pueden asociar distintos puntos a valores del Índice de Serviciabilidad como muestra la Tabla 2.1. Esto indica que para distintos momentos en la vida de los pavimentos existirán valores de índice de serviciabilidad asociados. La impor-tancia de esto radica en que es posible definir cier tos valores del indicador para la toma de decisiones.

En las ecuaciones para determinar el Ín-dice de Serviciabilidad Presente (PSI), se incluyen, dependiendo del tipo de pa-vimento, mediciones de ahuellamiento, agrietamiento, baches e irregularidades del pavimento; siendo esta última la que domina los valores estimados de servi-ciabilidad. Esto significa que las irregu-laridades del pavimento tienen el mayor efecto en la evaluación de los usuarios que califican la calidad de rodado. De acuerdo a lo anterior es que muchas agencias viales relacionan el Índice de

Serviciabilidad con mediciones de la re-gularidad del pavimento.

Entonces, como es posible representar el compor tamiento de un pavimento en el tiempo a par tir de valores del índice de serviciabilidad, en la práctica también se puede representar dicho compor tamiento a través de la regularidad del pavimento (rugosidad).

2.2 CONCEPTO DE RUGOSIDAD

La especificación ASTM E 867 “Termi-nology Relating to Traveled Sur face Cha-racteristics”, define rugosidad como la desviación de una determinada superficie de pavimento respecto a una super ficie plana teórica, con dimensiones que afec-tan la dinámica del vehículo y la calidad al manejar (ASTM, 1995).

La rugosidad se diferencia de otras me-didas de las características geométricas de la super ficie como las mayormente utilizadas macrotextura y microtextura por las longitudes de onda y amplitudes de las irregularidades en el sentido de la marcha como se muestra en la siguiente Figura según la clasificación propuesta en el XVIII Congreso Mundial de Carreteras

(Bruselas, 1987) por el Comité técnico de Características Super ficiales de la Aso-ciación Mundial de Carreteras, PIARC (Kraemer C, Rocci S., 2004):

Las Texturas dependen básicamente de los áridos utilizados (textura super ficial, granulometría y tamaño máximo) y la ma-triz (mezclas bituminosas u hormigones) y los defectos de irregularidad superficial, que se manifiestan mediante unas ondas de mayor longitud, son debidas a la pues-ta en obra (extensión, compactación) a deformaciones de la estructura del pavi-mento bajo el tráfico o a deformaciones de la capa de rodadura.

Además como se verá más adelante su influencia en los fenómenos de interac-ción entre neumático y pavimento son distintas. Mientras las texturas se asocian a resistencia al deslizamiento, la regula-ridad super ficial (rugosidad) se asocia a la calidad y comodidad de la rodadura de los vehículos.

Uno de los problemas con los que se en-cuentran los técnicos a la hora de valorar la calidad y comodidad de la rodadura de los vehículos y de comparar experiencias entre países, es la gran diversidad de téc-

DOMINIORANGO DE DIMENSIONES (APROX.)

LONGITUDES DE ONDA(horizontal)

AMPLITUD(vertical)

MicrotexturaMacrotextura

0 - 0,5 mm0,5 - 50 mm

0 - 0,2 mm0,2 - 10 mm

Megatextura 50 - 500 mm 1 - 50 mm

Regularidad SuperficialOndas cortasOndas mediasOndas largas

0,5 - 5 m5 - 15 m

15 - 50 m

1 - 20 mm5 - 50 mm

10 - 200 mm

Tabla 2.2: Clasificación de las características geométricas de la superficie de los

pavimentos


Páginas: 16 - 22

nicas, equipos e indicadores existentes en cada uno de estos.

Como consecuencia de ello se planteó a nivel internacional el interés de desarro-llar un índice único y común al que refe-rirse, que fuera independiente del equipo o técnica de obtención de la geometría del per fil y que además representara signi-ficativamente el conjunto de las percep-ciones de los usuarios circulando en un vehículo medio a una velocidad media. El Índice Internacional de Rugosidad, mejor conocido como IRI (International Roughness Index), fue propuesto por el Banco Mundial en 1986 como un estándar estadístico de la rugosidad y sirve como parámetro de referencia en la medición de la calidad de rodadura de un camino.

2.3 DISCUSIÓN ACERCA DEL TERMINO RUGOSIDAD

La utilización del término rugosidad para identificar las irregularidades del pavi-mento que provocan efectos adversos en la dinámica del vehículo se asocia a la traducción del vocablo Roughness como aspereza. Sin embargo, conside-rando lo que representa cada una de las características geométricas super ficiales presentadas anteriormente, este término podría considerarse más cercano a la microtextura o macrotextura que a una medida de irregularidad de la super ficie.

En el ámbito vial internacional existe disparidad en la utilización del término. Mientras algunos utilizan la palabra Rugo-sidad (Índice de Rugosidad Internacional) otros se refieren a Regularidad (Índice de Regularidad Internacional). En Chile predomina el uso de la expresión Rugosi-

dad y es por eso que anteriormente en el presente ar tículo se ha hecho referencia a este término. Sin embargo consideran-do que el IRI determina el efecto sobre los usuarios de las irregularidades del pavimento, en lo sucesivo se adoptará el término Regularidad en vez de Rugosidad. De esta manera para referirse al IRI se usará la expresión Índice de Regularidad Internacional.

Por otra par te la medida se realiza en la super ficie a través del per fil longitudinal, aunque se debe clarificar que no nece-sariamente los orígenes de las deforma-ciones están en la super ficie sino que se pueden producir en general, en toda la estructura del pavimento. Independien-temente del origen de la deformación, la medición de IRI, por definición, consi-derará aquellas que se manifiestan en la super ficie y que representan la diferencia entre una super ficie de referencia plana y la real existente en el instante de la medida.

2.4 ÍNDICE DE REGULARIDAD INTERNACIONAL IRI

2.4.1 Introducción

El IRI es un indicador estadístico de la irregularidad super ficial del pavimento; representa la diferencia entre el per fil longitudinal teórico (recta o parábola continua per fecta, IRI = 0) y el per fil longitudinal real existente en el instante de la medida. Las diferencias entre los per files (irregularidades) obedecen prin-cipalmente al proceso constructivo y a la utilización de la carretera.

Como se mencionó anteriormente el com-por tamiento de los pavimentos se puede

asociar a valores de su regularidad en el tiempo, como el IRI es un indicador de esta, finalmente es posible asociar compor tamiento a valores de IRI.

La impor tancia de este concepto enton-ces, está directamente relacionada con el compor tamiento del pavimento en su vida útil. En la Figura siguiente se puede ob-servar cómo un pavimento con IRI inicial más bajo puede sopor tar muchos más vehículos que uno con mayor IRI inicial (De Solminihac, 2001).

2.4.2 Determinación del IRI

El IRI se determina mediante un cálculo matemático realizado con las ordenadas o cotas de una línea del per fil longitudinal, obtenidas por cualquier técnica o equipo de medida del per fil longitudinal.

Por lo tanto la determinación del IRI no considera el per fil transversal, y sí con-sidera cualquier tipo de deterioro o sin-gularidad (algún tipo de escalonamiento, baches, gran densidad de grietas y/o pér-dida de áridos, entre otros) que afecten la medida del per fil longitudinal en las longitudes de onda entre 0,5 m y 50 m como se indicó anteriormente.

El IRI es calculado a par tir de un solo per fil , y en este el movimiento de la sus-pensión simulada es acumulada y dividida por el largo del per fil para así obtener el valor de IRI; es de esta forma que el IRI es expresado generalmente en unidades m/km o in/mi.



2.4.3 Modelo del cuarto de carro (Quarter Car o Golden Car)

El llamado cuar to de coche, simula que al avanzar este modelo a una velocidad determinada (80 Km./h) e ir siguiendo las irregularidades del camino, las masas se mueven en ver tical (simulando el asiento del conductor).

Por lo tanto se define como el “Movi-miento ver tical (desplazamiento) de las diferencias acumuladas de las masas superior e inferior divididos por el incre-mento de longitud del camino recorrido”. En la Figura siguiente se observa una llan-ta representada con un resor te ver tical, la masa del eje sostenida por la llanta, el resor te de suspensión y el amor tiguador, y la masa de la carrocería del vehículo sostenida por la suspensión de esa llanta. (Ventura, 2005)

El IRI representa el efecto sobre el ve- hículo del usuario del camino que tienen las desviaciones de la super ficie del pa-vimento (causa) respecto a una superficie plana teórica con dimensiones suficientes para afectar la dinámica del vehículo y la calidad al manejar

De lo anterior se deduce que no todas las dimensiones de irregularidades super fi-ciales afectan la dinámica del vehículo y la calidad al manejar. En efecto, las dis-tintas características super ficiales de los pavimentos tienen diferentes influencias en los fenómenos de interacción entre vehículo y pavimento como se muestra en la siguiente Figura.

Se aprecia que los defectos de regula-ridad del pavimento tienen condición de

Figura 2.2: Curvas de IRI para pavimentos con IRI inicial distintos

Figura 2.3: Perfiles del camino

Figura 2.4: Modelo de cuarto de carro


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indeseable, mientras que las mayormente utilizadas microtextura y macrotextura son una condición necesaria. Mientras estas afectan a la adherencia, drenaje , resistencia al deslizamiento , neumáticos y ruido entre otras, no afectan la comodi-dad de rodadura como sí lo hace la mala regularidad por las oscilaciones que pro-ducirá, además de aumentar el consumo de combustible, el desgaste, e influyen en la estabilidad de los vehículos, y las cargas dinámicas sobre el pavimento.

Por lo tanto las comúnmente utilizadas medidas de microtextura y macrotextura no tienen influencia directaa en el resul-tado entregado por el IRI debido a que tienen distintas longitudes de onda.

2.4.4 Equipos para determinar la regularidad de pavimentos

Existen diversos métodos para medir la regularidad de pavimentos, de acuerdo al Banco Mundial estos se clasifican en cuatro clases dependiendo de la forma de

obtención del perfil longitudinal y el grado de precisión de las mediciones.

Dentro de los equipos se encuentran aquellos que determinan el IRI a través de medición directa del per fil y aquellos que lo hacen mediante sistemas calibrados de respuesta . Como ejemplo de los primeros está el per fi lómetro inercial clasifica-do como clase 1 que se aprecia en la

Figura 2.5. Este equipo permite determi-nar per files longitudinales con una gran precisión y rendimiento ya que puede obtener datos a 80 km/h

Los equipos tipo respuesta están clasifi-cados como clase 3 y permiten determi-nar la regularidad en forma indirecta por lo que debe ser calibrado permanente-mente a escala IRI. Mayores referencias sobre el par ticular se pueden consultar en ar tículo “Ejecución y Control de la Conservación en Caminos sin Pavimento Mediante Nivel de Servicio” (Pradena M., Wolf E.; 2006) en Revista de la Construc-ción Volumen 5 – Nº 1.

3 CONCLUSIONES Y COMENTARIOS

La medida de regularidad domina los va-lores estimados del Índice de Servicia-bilidad. Esta es una de las razones que han llevado al IRI a ser utilizado en todo el mundo ya que entrega una percepción directa al usuario de la calidad de servicio de la vía.

Figura 2.5: Influencia de la gama de irregularidades superficiales en los fenómenos de interacción entre vehículo y pavimento

Figura 2.6: Perfilómetro Inercial de precisión



Como es posible representar el compor-tamiento de un pavimento en el tiempo a par tir de valores del índice de serviciabi-lidad, en la práctica también se puede re-presentar dicho compor tamiento a través del Índice de regularidad Internacional, IRI del pavimento.

Entonces, la impor tancia de este concepto es que está directamente relacionado con el compor tamiento del pavimento en su vida útil lo cual permite tomar decisiones como definir intervenciones en el camino asociado a valores de IRI para una adecua-da gestión vial. Además se ha determinado que un pavimento con menor IRI inicial im-plica mayor vida útil y necesidad de menor intervención lo cual es muy relevante ya que en la practica muchas veces los ca-minos pavimentados no son conservados opor tunamente con lo que su deterioro se acelera y no prestan un nivel de servicio adecuado para el usuario.

Considerando lo que representa su me-dida respecto a otras característ icas geométricas super ficiales del pavimento se propone utilizar el término Regularidad en vez de Rugosidad.

La Microtextura y Macrotextura dependen básicamente de los áridos y la matriz utilizada, y no afectan la comodidad de rodadura; en cambio los defectos de re-gularidad super ficial obedecen principal-mente al proceso constructivo y a la utili-zación de la carretera. Estos defectos sí afectan el confor t al transitar, además de aumentar el consumo de combustible, el desgaste, e influir en la estabilidad de los vehículos y las cargas dinámicas sobre el pavimento, por lo que tiene condición de indeseable.

El IRI representa el efecto sobre el ve- hículo del usuario del camino que tienen las desviaciones de la super ficie del pa-vimento (causa) respecto a una superficie plana teórica con dimensiones suficientes para afectar la dinámica del vehículo y la calidad al manejar. Este parámetro es determinado a través de mediciones del perfil longitudinal por lo que será sensible a cualquier tipo de deterioro o singulari-dad existente en el per fil de dimensiones tales que afecten la mencionada dinámica del vehículo.

En caminos pavimentados es conveniente trabajar con mediciones realizadas con per filómetros inerciales de precisión de-bido a su alto rendimiento y precisión en la adquisición de datos.

La Visión Actual de la Ingeniería Vial considera al usuario de las carreteras y caminos como un cliente al cual se le debe entregar calidad en el servicio. Es por este motivo que la determinación de la Regularidad en Pavimentos a través del IRI hoy en día resulta fundamental en una adecuada gestión vial.

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Páginas: 23 - 32

Correlación entre Densímetro Nuclear y Cono de Arena

para Suelos Finos de Baja Plasticidad y no Cohesivos

Autores: María Soledad Gómez Lorenzini -Profesora adjunta-, Sergio Vidal Arcos -Profesor auxiliar

Escuela de Construcción CivilPontificia Universidad Católica de Chile

emails: [email protected], [email protected]


Correlation between Nuclear Densimeter and Sand Cone Method por Low Plasticity and Non-Cohesive Fine Soils

El grado de compactación del terreno en Chile se deter-mina a base de la densidad del suelo, según la norma chilena NCh 1516 “Mecánica de suelos - Determinación de la densidad en el terreno - Método del cono de are-na”, procedimiento con el que se obtienen resultados después de 24 horas.

Existe otro método, correspondiente al método nuclear, para el que no existe una norma chilena pero que permite con mayor rapidez determinar la densidad de los suelos.

Por lo anterior se decide analizar si existe una correla-ción entre ambos métodos y si este último puede ser utilizado de manera confiable y como alternativa al del cono de arena.

Para este estudio se analizaron y utilizaron 3 tipos de suelos y 146 puntos de medición de densidad y humedad en el terreno.

Los ensayos se orientaron a determinar por ambos méto-dos la densidad húmeda del terreno y el porcentaje de hu-medad, y en base a ellos la densidad seca del material.

Efectuados los ensayos y analizados los resultados se pudo concluir que ambos métodos pueden ser uti-lizados y tienen la misma validez. Incluso el método nuclear puede ser en algunos casos más exigente que el del cono de arena.

Palabras clave: suelos, densidad, densímetro nuclear.

Resu

men

Abst

ract Compaction grade of soils in Chile, is determined

based on soil density, according to Chilean Standard NCh 1516 “Soil mechanics – Density determination on soil – Sand cone method”, method through which results are obtained after 24 hours.

There is another method – nuclear method- for this one there is no Chilean Standard but, this allows determining soils density faster than the previous one. Consequently, it is decided to determine if there is a correlation between both methods and if this last method can be used as a trusty way and as an alternative method of sand cone.

For this survey 3 soils types were analyzed and used, as well 146 density and moisture measurement points were done on site.

Tests were based on determine by both methods, moist density of soils and moisture percentage, and based on them to determine dry density of material.

Once tests were carried out and the results analyzed, it was possible to conclude that both methods can be used and are equally valid. In some cases, even nuclear method can be more demanding than sand cone method.

Key words: soils, density and nuclear densimeter


María Soledad Gómez L., Sergio Vidal A.

INTRODUCCIÓN

De acuerdo a la normativa existente en Chile, solo existe un método válido para efectuar los controles de compactación de suelos. Este es el método indicado en la norma NCh 1516 - “Mecánica de suelos - Determinación de la densidad en el terreno - Método del cono de arena”, que data de 1979.

Este método permite cuantificar la den-sidad seca de un suelo compactado por medio de la relación masa/volumen, don-de el volumen se determina excavando una per foración en el terreno a ensayar, para luego llenar la per foración con una arena monogranular de densidad conoci-da por medio de un cono normalizado.

Para obtener el máximo porcentaje de compactación admisible del suelo, este debe tener un porcentaje de humedad similar al que se obtuvo al efectuar el en-sayo de la densidad máxima compactada seca -Ensayo Proctor-, razón por la que la determinación de la densidad seca del terreno se obtiene a par tir de la densidad húmeda y humedad del suelo.

Para determinar la humedad y por ende la masa seca de material extraído de la per foración, se debe secar el suelo en horno a una temperatura máxima de 110 ± 5º C hasta obtener en 2 pesadas sucesivas masa constante. Generalmente el secado del material se obtiene en perio-dos de tiempo cercanos a las 24 horas, por lo que el método del cono de arena no entrega resultados en forma inmediata.

Dada la velocidad con que se desarrollan los proyectos de construcción, el tener

que esperar 24 horas para obtener re-sultados de un ensayo de determinación de densidad de terreno implica detener el avance de la obra. Esta lentitud en la obtención de los resultados hace que el método comience a perder vigencia y que se intente explorar otros procedi-mientos.

Como método alternativo existe uno que satisface este nuevo requerimiento, ya que permite obtener resultados de den-sidad y de contenido de humedad del terreno en forma inmediata. Este es el método nuclear para determinar in situ la densidad y humedad de suelos, método que aún no ha sido adoptado como norma chilena, si bien la American Society for Testing Materials -ASTM- lo considera válido desde el año 1971.

En Chile, este método solo ha sido adop-tado como procedimiento válido para auscultaciones y prospecciones por el Ministerio de Obras Públicas, y lo regla-menta en el Manual de Carreteras - Volu-men 8 - “Especificaciones y Métodos de Muestreo, Ensayo y Control”. Asimismo, el Ministerio de Vivienda y Urbanismo ha aceptado que las Instituciones de Control Técnico de Calidad de los Materiales y Elementos Industriales para la Construc-ción, organismos acreditados e inscritos en sus registros, util icen este método para efectuar ensayos de materiales de construcción siguiendo el procedimiento de ensayo indicado en el Volumen 8 del Manual de Carreteras.

Aun cuando el método nuclear ha sido aplicado a nivel mundial por más de 35 años, solo en los últimos 15 años ha tenido un uso masivo en Chile. Actual-

mente es el método más utilizado como herramienta para la determinación de la densidad de terreno y por ende del por-centaje de compactación del terreno.

A pesar de ser un método ampliamente empleado y estudiado a nivel mundial, existen dudas respecto a su validez y a las diferencias que puedan existir entre los resultados obtenidos por el método del cono de arena y el método nuclear, por lo que el presente estudio pretende establecer algún grado de correlación entre ambos procedimientos.

I EXIGENCIAS NORMATIVAS

La determinación de la densidad de te-rreno por medio del método del cono de arena se efectúa según la norma chilena NCh 1516- Mecánica de suelos - Deter-minación de la densidad en el terreno -Método del cono de arena y la determi-nación de la humedad según la NCh 1515 - Mecánica de suelos - Determinación de la humedad.

Debido a que no existe norma chilena al respecto, la determinación de densidad por medio del método nuclear se efectúa según lo establecido en el Volumen 8 del Manual de Carreteras, Sección 8.502.1 – “Auscultaciones y Prospecciones - Mé-todo nuclear para determinar in situ la densidad de suelos” y la humedad se-gún lo establecido en la Sección 8.502.1 –“Auscultaciones y prospecciones - Mé-todo nuclear para determinar in situ la humedad de suelos”, utilizando el método de transmisión directa.


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II METODOLOGÍA

Para materializar este estudio se efec-tuaron controles de densidad de terreno en 146 puntos, primero con densímetro nuclear y luego, en el mismo punto, con el método del cono de arena.

Del total de los controles realizados, 87 correspondieron a un suelo de clasifi-cación USCS de SC-SM (arena arcillosa o arena limosa), 41 a un suelo del tipo SW-SM (arena bien graduada, limosa) y 18 a un suelo del tipo GP-GM (grava mal graduada, limosa).

Las densidades por el método del cono de arena se obtuvieron en base a un pun-to de medición. Para el otro método, en cambio, el procedimiento del Manual de Carreteras indica que en cada pun-to de medición se debe registrar una o más lecturas del equipo. Para obtener un resultado que fuera representativo del suelo a ensayar se consideró efectuar 3 lecturas, las que se obtuvieron girando el densímetro nuclear con respecto al vástago que penetra en el terreno, de modo de tener 3 posiciones y así obte-ner un valor promedio de las lecturas, tanto de la densidad húmeda como de la humedad.

A par tir de los resultados obtenidos se procedió a analizar lo siguiente:

• El rango o diferencia entre el mayor y el menor resultado de densidad compac-tada húmeda obtenido en cada punto por medio del método nuclear.

• El rango o diferencia entre el mayor y el menor resultado de humedad obtenido

en cada punto por medio del método nuclear.

• Correlación entre la densidad húmeda determinada con el método del cono de arena y el método nuclear.

• Correlación entre el contenido de hu-medad determinado con el método establecido en la NCh 1515 - Mecá-nica de suelos - Determinación de la humedad y el método nuclear.

• Correlación entre la densidad seca de-terminada con el método del cono de arena y el método nuclear.

• Incidencia en el porcentaje de compac-tación de la densidad seca determinada por ambos métodos.

III ANÁLISIS DE LOS SUELOS ESTUDIADOS

Para realizar este estudio se consideraron 3 tipos de suelos, con densidades com-pactadas secas comprendidas entre 1,85 y 2,28 g/cm3, obtenidas según la norma chilena NCh 1534/2 - Mecánica de suelos - Relaciones humedad/densidad - Par te 2: Métodos de compactación con pisón de 4,5 kg y 460 mm de caída, con los porcentajes de humedad óptima com-prendidos entre un 7,4% y un 9,5%.

Los resultados de los 3 análisis de suelos se presenta en las Tablas Nº 1 a Nº 3.

IV ANÁLISIS DE RESULTADOS

a) Variabilidad entre los resultados obtenidos por punto de medición con el Densímetro Nuclear

La realización de 3 mediciones en cada punto de densidad con el método nuclear tiene por objeto determinar un valor pro-medio de las densidades húmedas, de la humedad y por ende de la densidad seca.

Al efectuar solo una medición, el equipo considera como área de medición el trián-gulo que se forma entre el vástago que penetra en el terreno y el contador que se encuentra en la base de este. Como los suelos son materiales heterogéneos, el efectuar esta sola medición no repre-sentaría lo que sucede en terreno. Sin em-bargo, al tener 3 mediciones en torno al eje del vástago del densímetro se obtiene un valor promedio de densidad y hume-dad del material, que considera el cono generado por la rotación del densímetro nuclear con respecto al vástago.

Figura N°1: Esquema de medición por medio del Método Nuclear



En el Gráfico N° 1 se presentan los rangos o diferencias entre el mayor y el menor resultado de densidad húmeda para cada punto de medición.

De los resultados se obtiene que el ran-go medio es de 0,01 g/cm3, con una desviación estándar de 0,009 g/cm3

(0,01 g/ cm3). No obstante, existen pun-tos en que se tienen 0,05 g/cm3, es decir, 50 kg/m3.

El tener dispersiones de resultado cerca-nas a 0,05 g/cm3 puede significar, si se considera una densidad del material del orden de 2,20 g/cm3, variaciones en el resultado de la densidad húmeda supe-riores a un 2%.

Análogamente en el Gráfico Nº 2 se pre-sentan para la humedad los rangos o diferencias entre el mayor y el menor resultado de humedad para cada punto de medición.

Para la humedad, se observa un rango promedio de 0,3% con una desviación estándar de 0,2%. Sin embargo, se tie-nen diferencias entre el mayor y menor resultado alcanzado para cada punto cer-canas al 1,5%. Si se considera este valor extremo, y asumiendo un material con una humedad del orden de un 10%, se tendrían variaciones en el resultado de la humedad cercana al 15%.

Finalmente, para cada uno de los tres resultados obtenidos por cada punto, considerando la densidad compactada húmeda y el contenido de humedad se establece la densidad compactada seca, la que se determina por medio de la si-guiente fórmula:

GRANULOMETRÍAVolumen 8. Manual de Carreteras, sección 8.102.1

LÍMITES DE ATTERBERGNCh 1517/1 y NCh 1517/2

Límite líquido : 26%Método : MecánicoLímite plástico : 20%Acanalador : ASTMÍndice de Plasticidad : 6%

MallaASTM % que pasa

3’’2,5’’2’’

1,5’’1’’

3/4’’3/8’’Nº 4

Nº 10Nº 40

Nº 200

100100100914517

PROCTOR MODIFICADONCh 1534/2, MÉTODO B

Densidad máxima seca : 2,04 g/cm3

Humedad óptima : 9,5%Material Retenido en 3/4’’ : 0%

Tabla Nº 1: Suelo SC-SM



Límite líquido : N. P.Método : MecánicoLímite plástico : N. P.Acanalador : ASTMÍndice de Plasticidad : N. P.


3’’2,5’’2’’

1,5’’1’’

3/4’’3/8’’Nº 4

Nº 10Nº 40

Nº 200

100928367392924176




Tabla Nº 2 : Suelo GP-GM



Límite líquido : N. P.Método : MecánicoLímite plástico : N. P.Acanalador : ASTMÍndice de Plasticidad : N. P.


3’’2,5’’2’’

1,5’’1’’

3/4’’3/8’’Nº 4

Nº 10Nº 40

Nº 200

10010010076319




Tabla Nº 3 : Suelo SW-SM


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Los rangos de los 3 resultados de den-sidad compactada seca obtenidos para cada punto en que se realizó el ensayo se presentan en el Gráfico Nº 3.

Para la densidad compactada seca se tiene un rango promedio de 0,009 g/cm3 (0,01 g/cm3) y una desviación estándar de 0,009 g/cm3 (0,01 g/cm3), teniendo como rango máximo valores inferiores a los 0,05 g/cm3.

b) Densidad compactada húmeda

Luego de analizadas las dispersiones de re-sultados que entrega el método nuclear, se realizó el estudio que permitió determinar la correlación que existe entre el método nuclear y el método del cono de arena.

Los resultados de densidad húmeda, efectuados por medio del método nu-clear y el método del cono de arena, se presentan en el Gráfico N° 4.

Del total de muestras consideradas para este estudio, se tiene que los resultados obtenidos por medio del método nuclear arrojan valores de 0,021 g/cm3 superiores a los obtenidos por medio del método del cono de arena, lo que representa un incremento de densidad del orden de un 1,0% considerando como base el método del cono de arena.

En el Gráfico Nº 5 es posible observar que los suelos del tipo SC-SM son los que presentan mayores diferencias en-tre los resultados obtenidos por ambos métodos. Por otra par te, los suelos con clasificación USCS SW-SM son los que exhiben las menores diferencias entre ambos procedimientos.

Gráfico Nº 1: Rango - Resultados de densidad húmeda con densímetro nuclear

Gráfico Nº 2: Rango - Resultados de humedad con densímetro nuclear

Gráfico Nº 3: Rango - Resultados de densidad seca con densímetro nuclear

Gráfico Nº 4: Resultados de densidad compacta húmeda



Del Gráfico N° 6 se tiene que para den-sidades cercanas a los 2,00 g/cm3 el método nuclear entrega resultados del orden de un 5% más alto que el método del cono de arena. Asimismo para den-sidades que fluctúan entre los 2,05 y los 2,10 g/cm3, el método nuclear arro-ja resultados un 3% mayor que el otro método.

La diferencia entre ambos procedimien-tos se reduce a medida que se alcanzan valores de densidad húmeda mayores, l legando prácticamente a desaparecer cuando los valores de densidad húmeda son del orden de 2,25 g/cm3.

c) Contenido de Humedad

El análisis del contenido de humedad se efectúa contrastando el promedio de los 3 resultados obtenidos para cada punto por medio del método nuclear y el método de determinación de humedad establecido en la NCh 1515.

Cabe señalar que el método de determi-nación de la humedad por medio de la norma chilena es más preciso, debido a que esta se obtiene en base a las masas húmedas y secas de los suelos.

En el Gráfico N° 7 se presentan los resul-tados obtenidos.

Analizado el compor tamiento de la hu-medad entre ambos métodos se tiene que por medio del método nuclear los resultados son en promedio un 18% más altos que los determinados por el método establecido en la NCh 1515 - Determina-ción de la Humedad. Sin embargo, la di-ferencia entre ambos resultados decrece

Gráfico Nº 5: Resultados de densidad compactada húmeda por tipo de suelo

Gráfico Nº 6: Resultados promedio por intervalos de densidad compactada húmeda

Gráfico Nº 7: Resultados de contenido de humedad

Gráfico Nº 8: Resultados de contenido de humedad por tipo de suelo


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a medida que aumenta el contenido de humedad del suelo.

En el Gráfico Nº 8, se presenta un análi-sis del contenido de humedad para cada suelo estudiado.

En este Gráfico se puede observar que nuevamente los suelos SW-SM son los que alcanzan un mayor grado de corre-lación entre ambos métodos, siendo los suelos GP-GM los que presentan un me-nor grado de correlación.

Con el fin de efectuar un análisis más detallado, en el Gráfico N° 9 se muestran los resultados promedio obtenidos por cada método por intervalos de un punto porcentual de humedad.

Del Gráfico N° 9 se desprende que el mé-todo nuclear para humedades promedio inferiores a un 12%, arroja resultados mayores que el método de determinación de humedad por secado en horno. En el intervalo comprendido entre un 4 y un 8% de contenido de humedad con respecto a la masa seca, el método nuclear presenta valores en promedio un 30% mayores. Para contenidos de humedad compren-didos entre un 8 y un 11 %, el método nuclear presenta valores que fluctúan entre un 20 y un 6% respectivamente.

Para valores de humedad superiores al 12%, el método nuclear entrega resulta-dos menores que el método establecido en la NCh 1515.

d) Densidad Compactada Seca

Con los resultados de densidad compac-tada húmeda y de contenido de humedad

Gráfico Nº 9: Resultados promedio por intervalo de humedad

Gráfico Nº 10: Resultados de densidad compacta seca

Gráfico Nº 11: Resultados de densidad compacta seca por tipo de suelo



tre los resultados obtenidos por ambos métodos, presentando bajos grados de correlación para los otros dos tipos de suelo estudiados.

En el Gráfico N° 12 se muestran los resul-tados promedio de densidad compactada seca para ambos métodos estudiados agrupados por intervalos de densidad iguales a 0,10 g/cm3.

En este Gráfico es posible apreciar que desaparecen las diferencias que se pre-sentaban en los análisis de densidad compactada húmeda y contenido de hu-medad, obteniéndose prácticamente idén-ticos resultados entre ambos métodos. Los resultados determinados por medio del método nuclear son levemente más bajos que los obtenidos por el método del cono de arena.

Para densidades promedio comprendidas entre los 2,20 y 2,29 g/cm3, se tiene que los resultados obtenidos por medio del método del cono de arena son hasta un 2,0% mayores a los determinados por el método nuclear

e) Porcentaje de compactación

Finalmente, realizado el análisis de los resultados de densidad compactada seca obtenidos para cada punto por ambos métodos y determinando el porcentaje de compactación del terreno con respecto a la máxima densidad compactada seca, se determina la incidencia en el porcentaje de compactación del terreno por cada método.

En el grafico N° 13 se presenta la inciden-cia en el porcentaje de compactación de

Gráfico Nº 13: Diferencia de % de compactación entre el Método del cono de arena y el Método nuclear

Gráfico Nº 12: Resultados promedio por intervalos de densidad seca

para cada método, se determina la densi-dad compactada seca por medio de la for-mula antes señalada. En el Gráfico N° 10 se presentan los resultados obtenidos.

De la totalidad de los resultados obteni-dos, efectuada la corrección de la densi-dad húmeda por el contenido de humedad, se tiene que el método nuclear entrega resultados de densidad compactada seca en promedio 0,006 g/cm3 (0,01g/cm3) inferiores a los obtenidos por medio del método del cono de arena.

Si se considera una densidad compac-tada seca promedio del orden de 2,00

g/cm3, se puede inferir que los 0,006 g/cm3, en r igor 0,01 g/cm3, corres-ponden a un 0,3%, valor que no tiene mayor relevancia si se considera que los resultados de densidad compactada seca se deben presentar con dos cifras significativas.

Del mismo modo, se efectuó la correla-ción de densidades compactadas secas entre ambos métodos considerando el tipo de suelo. Los resultados se muestran en el Gráfico N° 11.

Nuevamente para el suelo SW-SM se tiene el mayor grado de correlación en-


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las variaciones de densidad compactada seca obtenida por ambos métodos.

En este Gráfico se puede observar que en un 64% de los resultados se tiene un porcentaje de compactación idéntico en ambos métodos estudiados. Asimismo, en un 17% del total de ensayos efectua-dos con el método del cono de arena los resultados de porcentaje de compacta-ción del terreno son un 1% mayores a los obtenidos por el método nuclear.

Del mismo modo, en un 12% de los casos el porcentaje de compactación calculado con la densidad seca obtenida por medio del método nuclear, los resultados son mayores en un 1,0%.

Solo en un 7% de los casos, se tienen diferencias en el porcentaje de compac-tación del terreno mayores a un 1%.

V. CONCLUSIONES

• De los resultados obtenidos de densi-dad húmeda y contenido de humedad medidos con el método nuclear, es posible concluir que es recomendable efectuar al menos 3 mediciones en cada punto con el fin de obtener resul-tados representativos y disminuir los errores que se producen al no consi-derar la heterogeneidad del material.

• Las elevadas diferencias o rangos máximos que presentan las densi-dades húmedas son atribuibles a la heterogeneidad del material, posible-mente producto de concentraciones superiores de agregado grueso en la zona donde se obtuvieron los mayores resultados.

• Los rangos obtenidos en la densidad compactada seca son similares a los de la densidad húmeda, lo que per-mite concluir que puntos con rangos elevados de densidad húmeda tienen también rangos elevados de contenido de humedad y, por lo tanto, el rango o diferencia de la densidad compactada seca sigue siendo alto.

• Al utilizar el método nuclear se obtie-nen valores de densidad compactada húmeda y contenidos de humedad ma-yores que los obtenidos por el método del cono de arena. Estos contenidos de humedad mayores pueden ser atri-buibles a que el principio de funcio-namiento de los equipos nucleares se basa en la medición del contenido de hidrógeno que contiene el material y por ende de agua, pero también se incluye el hidrógeno contenido en los huecos o intersticios que tienen las par tículas.

• Al efectuar la corrección de la den-sidad compactada húmeda producto del contenido de humedad, es decir, al determinar la densidad compactada seca, se minimizan las diferencias de resultados obtenidas en ambos méto-dos, siendo esta diferencia irrelevante en la mayoría de los casos. Un 0,006 g/cm3 (0,01g/cm3) prácticamente no tiene mayor incidencia en densidades compactadas secas que son del orden de los 2,00 g/cm3.

• Considerando ambos métodos, para los suelos del tipo GP-GM, se tiene la mayor variación de humedad pro-medio. Para este mismo tipo de suelo el método nuclear arroja valores pro-

medio casi un 1% más bajos que el método del cono de arena.

• El método nuclear presenta el mayor grado de correlación para los suelos del tipo SW-SM, es decir, arenas bien graduadas limosas. Esto se debe a que son suelos que requieren bajos porcentajes de humedad para su com-pactación.

• El método nuclear es muy susceptible a las variaciones de humedad del terreno y por la tanto las mayores diferencias entre ambos métodos se presentan en suelos con elevados porcentajes de humedad.

• Con respecto al porcentaje de com-pactación y considerando la totalidad de las muestras analizadas, se puede concluir que por ambos métodos, en un 93% de los casos se obtienen dife-rencias menores o iguales a ±1%. Esto permite concluir que para resultados cercanos al límite inferior estipulado como criterio de aceptación o rechazo sería conveniente rechequear la zona inspeccionada. Cabe destacar que en más del 60% de los casos se obtienen resultados de porcentaje de compac-tación iguales para ambos métodos.

• Finalmente, se puede concluir que el método nuclear tiene la misma validez que el método del cono de arena. Más aún, en algunos casos este procedi-miento es más exigente que el método del cono de arena, por lo tanto puede ser utilizado con la tranquilidad de que sus resultados son confiables e incluso mejores para suelos finos limosos.



BIBLIOGRAFÍA

1. NCh 1515 - Mecánica de suelos - Deter-minación de la humedad

2. NCh 1516 - Mecánica de suelos - Deter-minación de la densidad en el terreno - Método del cono de arena

3. NCh1517/1 - Mecánica de suelos - Límites de consistencia - Par te 1: Determinación del límite líquido.

4. NCh1517/2 - Mecánica de suelos - Límites de consistencia - Par te 2: Determinación del límite plástico

5. NCh 1534/2 - Mecánica de suelos - Rela-ciones humedad/densidad - Par te 2: Mé-todos de compactación con pisón de 4,5 kg y 460 mm de caída

6. Manual de Carreteras - Volumen N°8 - Es-pecificaciones y métodos de muestreo, ensaye y control - Sección 8.102.1 - Mé-todo para determinar la granulometría - Diciembre 2003.

7. Manual de Carreteras - Volumen N° 8 - Especificaciones y métodos de muestreo, ensaye y control - Sección 8.502.1 - Aus-cultaciones y prospecciones - Método nu-clear para determinar in situ la densidad de suelos - Diciembre 2003.

8. Manual de Carreteras - Volumen N° 8 - Especificaciones y métodos de muestreo, ensaye y control - Sección 8.502.1 - Aus-cultaciones y prospecciones - Método nu-clear para determinar in situ la humedad de suelos - Diciembre 2003.

9. “Backf i l l for subsur face str uctures” – Army TM 5-818-4 –Depar tments of the army and the air force – June 1983.


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Interacción de Adiciones Minerales

en Pastas de Cemento

Autores: V. L. Bonavetti, V. F. Rahhal

Departamento de Ingeniería Civil, Facultad de Ingeniería - Universidad Nacional del Centro(B7400JWI) - Olavarría - ArgentinaFAX 02284 - 451055



Interaction of Mineral Additions in Cement Pastes

La incorporación de materiales finamente divididos al clinker por tland produce efectos físicos y químicos sobre las reacciones de hidratación. Dentro de los primeros se encuentran el efecto de dilución y el efecto filler; mientras que los segundos encuadran a las re-acciones cementantes y a la actividad puzolánica con sus distintos grados de reactividad. Dependiendo de la mor fología, la mineralogía, el tamaño y la cantidad de la adición; tanto la cinética como los productos de hidratación de los cementos mezclas pueden ser modificados, afectando los parámetros resistentes y durables de los mismos.

En el presente trabajo se analiza el mecanismo de hi-dratación de pastas de cemento por tland normal con la incorporación de material calcáreo, cuarzo y puzolana natural (proporción 80/20 en peso), por medio de la evaluación del contenido de agua no evaporable, la actividad puzolánica por vía química y la formación de productos de hidratación por DRX.

Los resultados obtenidos en todas las pastas mostraron un aumento en la cantidad de productos de hidratación inicial debidos al efecto filler. A edades avanzadas en las pastas con material calcáreo se evidenció el efecto de dilución, mientras que en las pastas con cuarzo y puzolana, este efecto fue menos preponderante debido a la reacción puzolánica.

Palabras clave: material calcáreo, puzolana natural, cuarzo.

Resu

men

Abst

ract Addi t ion of f inely d iv ided mater ia ls to por t land

clinker produce physical (dilution and filler effect) and chemical (cementing reactions and pozzolanic activity) effects on hydration reactions. According to admixture´s morphology, mineralogy, size and amount incorporated, both hydration kinetics and products of blended cements can be modified, affecting their mechanical and durable characteristics.

In this paper, the hydration mechanism of por tland cement pastes with calcareous material, quartz and natural pozzolan (80/20 weight) was analized. The techniques used were non-evaporable water content, pozzolanic activity and X-ray diffraction.

Results show that f i l ler effect increases init ia l ly the amount of hydration products in all pastes. For calcareous material, the dilution effect is significant at long t ime, for quar tz and pozzolan pastes the dilution effect was lower due to the contribution of the pozzolanic reaction.

Key words: calcareous material, naturals pozzolan, quartz.


V. L. Bonavetti, V. F. Rahhal

IntroduccIón

Cuando se incorpora una adición mineral a un cemento por tland (clinker + yeso), se producen tres efectos, que depen-diendo de las proporciones en que se encuentren mezclados los materiales, y de sus características físicas, químicas y mineralógica, varían su impor tancia en función del tiempo. Ellos son: el efecto de dilución del cemento por tland, presente durante toda su hidratación; el efecto filler, preponderante en las primeras eda-des de la misma; y cuando la adición la presenta, la actividad puzolánica, que según su grado de reactividad puede ser fuer te, moderada o débil.

Las consecuencias negativas del efecto de dilución, provocado por incorpora-ción de una adición mineral al cemento por tland sobre las propiedades mecáni-cas de pastas, mor teros u hormigones, tiende a ser compensado en principio por el efecto filler, y posteriormente, por la actividad puzolánica cuando esta es capaz de desarrollarla (Figura 1). El grado de compensación entre estos efectos, de-pende fundamentalmente de la reactividad (morfología, mineralogía, tamaño) y de la cantidad de la adición.

La incorporación de material calcáreo como reemplazo parcial del clinker ge-nera dos efectos sobre la hidratación del mismo, por un lado el efecto químico que tiene como consecuencia la formación de carboaluminatos de calcio hidratado (1-3) y por otro, el efecto físico que provoca la dispersión de los granos de cemento acelerando la velocidad de hidratación del mismo (4).

El efecto de dispersión se atribuye a la ubicación de la adición entre los granos de cemento, que aumenta su área de con-tacto con el agua, y posibilita un aumento en la velocidad de hidratación inicial. Además, algunos autores (4-6) atribuyen este incremento a que las par tículas de material calcáreo actúan como centros de nucleación alrededor de las cuales se depositan los cristales de hidróxido de calcio (CH). Desde el punto de vista de la resistencia, el efecto físico es el principal responsable del aumento de este paráme-tro a edades tempranas (7,8).

La incorporación de cuarzo finamente mo-lido, produce un efecto filler similar al que produce el material calcáreo (9), por este motivo se considera que estas adiciones solo colaboran con la resistencia inicial del cemento y que las mismas deben ser consideradas como par te integrante de la arena (10). En contrapar tida, otros auto-res (6, 11-13) consideran que a pesar de la elevada cristalinidad que posee el cuar-zo, puede contener en la superficie alguna cantidad de material vítreo y/o que par te de este material cristalino puede disolver-se en un medio altamente básico (como lo es la pasta de cemento), reaccionando en ambos casos con el CH para producir una reacción puzolánica a edades avanzadas de la hidratación.

En este sentido, Massazza and Pezzuoli (12) registraron un impor tante aumen-to de la dureza de la zona de inter fase pasta de cemento-cuarzo, atribuyendo este incremento a las reacciones que se producen entre ambos materiales. Adi-cionalmente, Rahhal (6), determinó que el α-cuarzo puede desarrollar actividad puzolánica, dependiendo de las propor-ciones, del grado de finura y de las con-diciones de basicidad del medio.

El empleo de puzolana natural como adi-ción en el cemento por tland ocasiona principalmente la formación de silicato de calcio hidratado (CSH) de caracterís-ticas similares al que se produce durante la hidratación de los silicatos de calcio del clinker por tland (14). La reacción es relativamente lenta, razón por la cual la ganancia de resistencia asociada es dife-rida en el tiempo (15). Con el progreso de la reacción, además de la manifestación química habrá una manifestación físi-ca que consistirá en un refinamiento de poros en la pasta de cemento (16). Por otra par te, la incorporación de puzolana, también produce efecto filler (17) en las primeras edades de la hidratación, pero dependiendo del contenido de la misma en el cemento puede ser superado por el efecto de dilución.

En el presente trabajo se analizan las modificaciones en el mecanismo de hi-dratación de pastas de cemento por tland normal con material calcáreo, cuarzo y puzolana natural (proporción 80/20 en peso) debidas al efecto de dilución, al efecto filler, y a la actividad puzolánica. Las técnicas utilizadas en la evaluación fueron: contenido de agua no evaporable, actividad puzolánica por vía química y

Figura 1: Efectos que se producen con la incor-poración de adiciones al cemento


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formación de productos de hidratación por DRX.

MaterIales y Metodologías de ensayo

cemento: Para la realización de los estu-dios se empleó un cemento por tland sin adición (CPN) compuesto, de acuerdo a las fórmulas de Bogue, por 51.2% de C3S, 25.9% de C2S, 5.6% de C3A y 9.8% de C4AF (Figura 2a), de clase resistente CP40 (determinada sobre mor teros ISO-RILEM, IRAM 50000), con un parámetro de homogeneidad n = 0.9 y de posición x’ = 26.6 µm, obtenidos a par tir de la curva de distribución de las par tículas (18). En la Tabla 1, se muestran la com-posición en óxidos y las propiedades físicas del cemento utilizado.

adiciones: Se utilizaron tres adiciones mi-nerales, un material calcáreo (F) con 85% de CaCO3 y como principal impureza SiO2 (Figura 2b); un cuarzo (Q) con 99.99% de SiO2 (Figura 2c) y una puzolana natural (P) con una pequeña fracción de cuarzo y feldespatos (anor tita, albita, chabazita y analcita, Figura 2d)). En la Tabla 1, se muestra la composición química y las propiedades físicas de los materiales.

Proporciones de las muestras: Con estos materiales se prepararon mezclas en pro-porción en peso 80/20 cemento/adición, a par tir de las cuales se elaboraron pastas con relación agua/material cementante (a/mc) de 0.40. La relación agua/cemento necesaria para lograr la hidratación total de un cemento por tland varía de acuer-do a su composición y a su finura entre 0.21 y 0.33 (19); sin embargo, esta canti-dad de agua no provee el espacio necesa-

Cemento portland, CPN

Material calcáreo, F

Cuarzo, Q Puzolana, P

SiO2, % 22.19 10.63 99.99 76.87

Al2O3, % 4.08 1.20 --- 9.80

Fe2O3, % 3.16 0.78 --- 3.58

CaO, % 62.74 47.16 --- 5.50

MgO, % 0.58 0.39 --- 0.51

K2O, % 1.15 0.34 --- ---

Na2O, % 0.00 --- --- 1.41

SO3, % 2.48 0.16 --- ---

Pérdida por calcinación, % 1.86 37.50 --- 2.40

Densidad relativa 3.11 2.73 2.70 2.39

Finura Blaine, m2/kg 285 710 700 770

Retenido sobre el tamiz, %

75 µm (#200) 3.4 5.0 3.1 7.7

45 µm (#325) 16.2 14.3 15.6 11.5

tabla 1: Composición química y características físicas de los materiales usados

rio para que se desarrollen los productos de hidratación.

Se ha comprobado que la re lac ión agua/cemento mínima para que una pasta de cemento no sellada pueda alcanzar la hidratación total es del orden de 0.36 a 0.38 (19). Con el objeto de permitir que la muestra con cemento CPN pueda alcanzar esta condición y que la falta de espa-cio para alojar productos de hidratación no fuera un parámetro que modificara el desarrollo de la misma, se adoptó la relación a/mc de 0.40.

Con las pastas antes mencionadas se moldearon probetas prismáticas que per-manecieron 24 horas en el molde, y luego de desmoldadas, se sumergieron en agua saturada con cal hasta las edades de ensayo (1, 3, 7, 28, 90 y 180 días).

agua no evaporable: La cantidad de agua no evaporable se determinó de acuerdo al procedimiento propuesto por Powers (20). Este valor se utilizó como estimador del progreso de la reacción de hidrata-ción, asumiendo que el material calcáreo y el cuarzo son hidráulicamente inactivos y que la totalidad de la puzolana natural incorporada es capaz de reaccionar para producir CSH.

Puzolanicidad: Para complementar este estudio se evaluó la actividad puzolánica por vía química a los 28 y 90 días. El análisis se realizó mediante la compa-ración de la cantidad de hidróxido de calcio que contenía la disolución acuosa de cada pasta hidratada, con la isoterma de solubilidad de hidróxido de calcio en una disolución alcalina. La temperatura de ensayo fue de 40 ºC. El resultado del



ensayo determina actividad puzolánica, cuando la concentración de CH en la diso-lución acuosa de cada pasta, se ubica por debajo de la isoterma de solubilidad.

resistencia mecánica: La resistencia a flexión de las pastas se evaluó sobre probetas prismáticas, con una sección transversal de 25 x 25 mm y una luz entre apoyos de 62.5 mm con carga centra-da. Sobre los fragmentos resultantes de esta determinación se realizó el ensayo a compresión. Los resultados informados corresponden al promedio de cuatro y ocho determinaciones por edad, respec-tivamente.

difracción de rayos X (drX): Las de-terminaciones se realizaron con un di-fractómetro Philips X’Per t equipado con monocromador de grafito, usando radia-ción CuKα, y operando a 40 kV y 20 mA. El registro se realizó a una velocidad de 2°/min y el intervalo de paso fue de 0.02°. El análisis semicuantitativo del CH se realizó integrando el área bajo el pico de 2θ = 18.09º, d = 4.90 nm.

resultados y dIscusIón

agua no evaporable: La evolución del agua no evaporable relativa de las pastas con adiciones a la pasta CPN, se muestra

en la Figura 3. En la misma puede obser-varse que las pastas con material calcáreo y cuarzo, hasta los 28 días presentaron un compor tamiento similar; registrando la máxima ganancia de agua no evaporable con respecto al patrón (17% al 19%) entre los 3 y los 7 días. Este compor tamiento puede justificarse a par tir del efecto filler, pues la incorporación de materiales fina-mente molidos completa la distribución granulométrica del clinker (21), creando una mayor cantidad de núcleos a par tir de los cuales comienza la nucleación del hidróxido de calcio (4-6). En función de lo expuesto y desde el punto de vista del agua no evaporable, hasta los 28 días la incorporación de material calcáreo y cuarzo producen el mismo efecto de ace-leración de la hidratación sobre el clinker por tland (9).

A par tir de los 28 días el compor tamiento de cada una de estas pastas comenzó a diferenciarse. En la pasta CPN+20F la ganancia de agua no evaporable empezó a disminuir alcanzando a la edad de 180 días a ser solo del 5%. Esto pone en evi-dencia una disminución en la velocidad de reacción ocasionada por el material cal-cáreo a medida que avanza la hidratación;

a) 1) C3S, 2) C2S, 3) C3A, 4) C4AF y 5) CaSO4.2H2O

b) 1) CaCO3, 2) SiO2

c) 1) SiO2 d) 1) albita, 2) anortita, 3) chabazita, 4) cuarzo y 5) analcita

Figura 2: Difractogramas de los materiales utilizados. a) cemento portland, b) material calcáreo, c) cuarzo y d) puzolana natural

Figura 3: Evolución del agua no evaporable re-lativa a la pasta CPN


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pues con el transcurso del tiempo y la reacción del clinker de la pasta CPN, los niveles de agua no evaporable comienzan a igualarse, perdiéndose el efecto inicial de aceleración de las reacciones (22) producidas en la pasta CPN+20F.

Por su par te, en la pasta CPN+20Q a par tir de los 28 días, el contenido de agua no evaporable relativo a la pasta CPN, comenzó a aumentar, alcanzando a la edad de 180 días a ser 17% mayor, indicando que ha ocurrido algún tipo de reacción que produjo CSH. El cuarzo, que posee una estructura bien cristalizada (Figura 2c), puede probablemente presen-tar una estructura amor fa en la super fi-cie generando una reacción puzolánica (6, 11-13) entre la superficie de la adición y el CH liberado por la hidratación de los silicatos de calcio del clinker por tland. En el caso de la pasta CPN+20P, en la Figura 3 puede observarse que las adicio-nes activas también producen efecto filler (17), el cual se encuentra representado por el incremento del agua no evaporable relativa hasta la edad de 3 días.

A par tir de esta edad, el efecto de dilu-ción se torna más impor tante hasta que comienza la reacción de la puzolana, per-mitiendo a la edad de 180 días, que este parámetro sea del orden del control.

Puzolanicidad: En la Figura 4 se observan las posiciones de los puntos represen-tativos de las muestras estudiadas con respecto a la isoterma de solubilidad, a los 28 y 90 días, respectivamente. De acuerdo a los resultados obtenidos se puede confirmar que la incorporación de material calcáreo provoca una aceleración de la hidratación de los silicatos debido

a la mayor generación de CH (zona de sobresaturación). Además, puede apre-ciarse que el cuarzo posee una tendencia a la actividad puzolánica, dada por la evolución del punto representativo de la zona de sobresaturación a los 28 días, a la zona de subsaturación a los 90 días. Por último la pasta con 20% de puzola-na ha mostrado actividad puzolánica en ambas edades.

resistencia mecánica: En la Figura 5a se muestra la evolución de la resistencia a flexión de las pastas estudiadas. La pasta CPN+20F presentó una reducción de la resistencia de 20% con respecto a la de la

pasta CPN a la edad de un día. Entre los 7 y 180 días, esta disminución permanece en el orden de 4%. Por su par te, la pasta CPN+20Q presentó un compor tamiento similar al de la pasta CPN+20F hasta los 7 días, a los 28 días alcanzó la resistencia del patrón y a par tir de esta edad comenzó a superarla levemente (6% a los 180 días). La pasta CPN+20P registró las mayores pérdidas de resistencia hasta la edad de 7 días (hasta 26%); sin embargo, a los 28 días alcanzó la resistencia de la pasta de control y a 180 días la superó en 16%.

En la Figura 5b se representa la evolución de la resistencia a compresión para las

a) b)

Figura 4: Actividad puzolánica por vía química de los materiales utilizados. a) 28 días y b) 90 días

Figura 5: Resistencia mecánica de las pastas de cemento mezcla. a) flexión y b) compresión

a) b)



pastas con cemento mezcla. En la misma puede observarse que hasta los 7 días, la resistencia a compresión de la pasta CPN+20F es hasta 10% mayor que la correspondiente a la pasta de control, a par tir de los 28 días, edad en la que se iguala con el patrón, comienza una disminución gradual de la resistencia al-canzando a ser a los 180 días de 5%.

El compor tamiento registrado por la pasta CPN+20Q, al igual que lo manifestado en la resistencia a flexión, fue similar al de la pasta CPN+20F en las primeras edades. Sin embargo, a par tir de los 28 días se produce un leve incremento de la resis-tencia con respecto al control, llegando a ser del 5% a los 180 días. Por último, la pasta CPN+20P alcanzó a los 180 días un aumento del 20% con respecto a la pasta de control.

Tanto la resistencia a flexión y como a compresión registradas por las muestras con cemento mezcla, puede ser explicada a través de los resultados del agua no eva-porable, pues este parámetro es un buen indicador del progreso de la reacción de los silicatos de calcio del cemento.

La Figura 6 muestra la relación entre la resistencia a compresión y el conteni-do de agua no evaporable de las pastas de cemento mezcla. En la misma puede observarse que para alcanzar un mismo nivel resistente fue necesario incrementar el contenido de agua no evaporable de las pastas CPN+20F y CPN+20Q, para poder compensar el efecto de dilución del clinker por tland.

Por el contrario y a edades avanzadas de la hidratación, el mismo nivel resistente entre el control y la muestra CPN+20P puede alcanzarse con un menor contenido de agua no evaporable de esta última. Este compor tamiento se debe funda-mentalmente al refinamiento de poros y granos que la puzolana produce durante su reacción.

En las pastas con CPN+20F, si bien siem-pre existe mayor cantidad de agua no eva-porable que en la pasta de control, esto no se traduce en un aumento directo sobre las propiedades resistentes, debido a que el volumen de productos de hidratación con características cementantes en el cemento con material calcáreo es menor que en el cemento por tland normal (23).

A pesar de que esta adición no es iner te, pues está ampliamente comprobada la reacción del C3A con el CaCO3 para dar monocarboaluminato de calcio hidratado (4,24) no produce CSH (24), que es el compuesto que en mayor medida apor ta resistencia a la pasta (25). En la pasta con CPN+20Q, el aumento inicial de la resistencia puede justificarse por el au-mento en la cantidad de agua no evapo-rable ocasionado por el efecto filler, en tanto que el aumento posterior de estos

parámetros se deba a una reacción puzo-lánica que se desarrolla en la super ficie del cuarzo (6, 11-13), la cual ha sido verificada por el ensayo de puzolanicidad (Figura 4).

Por último en la pasta con CPN+20P, a edades tempranas también se manifiesta el efecto filler, pero el efecto de dilución es preponderante, en consecuencia la resistencia mecánica y el agua no eva-porable resultan menores que en la pasta de control.

Un compor tamiento similar, también ha sido repor tado en mor teros con cemen-to y 20% de escoria de alto horno (26). Con el transcurso de la hidratación y de la reacción de la escoria, aumentan la resistencia, debido al refinamiento de poros y de granos (16), y la cantidad de agua no evaporable por el incremento en el contenido de CSH.

difracción por rayos X: La Figura 7 muestra la evolución de los productos de hidratación de las pastas identificados por DRX, a las edades de 1, 3, 7, 28 y 90 días.

En la Figura 7a se observan los difracto-gramas de la pasta con cemento CPN. En la misma puede observarse que a un día los principales productos de hidratación detectados son ettringita y CH. A par tir de los 3 días, la ettringita no permane-ce estable y en par te se transforma en monosulfoaluminato de calcio hidratado, registrándose un incremento en la can-tidad de este compuesto hasta la edad de 90 días. La conversión de ettringita a monosulfoaluminato de calcio hidratado se debió a que el cemento por tland em-

Figura 6: Contenido de agua no evaporable ver-sus la resistencia a compresión de las pastas


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pleado en este trabajo (relación molar O3/C3A = 1.5 < 3) presentó una defi-ciencia de iones sulfatos con relación al contenido de C3A (27, 28).

Por otra par te, en la Tabla 2 se muestran los resultados obtenidos del análisis se-micuantitativo del pico de CH para las distintas pastas. En la misma se puede ver que en la pasta con CPN se produce un incremento gradual de la cantidad de este compuesto a todas las edades, evi-denciando la progresiva reacción de los silicatos de calcio del clinker por tland.

Los d i f r ac tog ramas de l as pas tas CPN+20F se muestran en la Figura 7b. A un día se detectó la formación de ettrin-gita y CH; la ettringita permaneció estable hasta los 7 días y después comenzó a conver tirse en monosulfoaluminato de calcio hidratado, el cual solo fue detec-tado a la edad de 28 días, apareciendo nuevamente la ettringita a los 90 días. Por otra par te, el monocarboalumina-to de calcio hidratado pudo apreciarse

a los 3 días de hidratación y entre los 7 y 28 días, los picos correspondientes a este compuesto permanecieron aproxi-madamente constantes. A par tir de esta última edad la cantidad de monocarboalu-minato de calcio hidratado se incrementó considerablemente.

Este compor tamiento fue analizado en un trabajo previo (24), en el cual se mostró que la conversión inicial de ettringita a monosulfoaluminato de calcio hidratado, ocurrió debido a que la cantidad de yeso en la pasta fue deficiente, y posteriormen-te, la conversión de monosulfoaluminato de calcio hidratado a ettringita ocurrió por

el apor te de iones sulfatos liberados por la transformación del monosulfoalumina-to de calcio hidratado a monocarboalumi-nato de calcio hidratado.

Por último la evolución del pico de CH de la pasta CPN+20F puede observarse en la Tabla 2. De ella se desprende que, a las primeras edades la cantidad de CH de la muestra CPN+20F es considerablemente mayor que en la muestra CPN, alcanzando un incremento a los 7 días de un 23%. A par tir de los 28 días este compor tamiento se revier te y el aumento de la cantidad de CH apenas llega al 4% a los 90 días. Los resultados obtenidos, permiten co-

a) b) c) d)

Fig. 7: Difractograma de las pastas de cemento mezcla. a) CPN, b) CPN+20F, c) CPN+20Q y d) CPN+20P. E: ettringita, Ms: monosulfoaluminato de calcio hidratado, CH: hidróxido de calcio, Mc: monocarboaluminato de calcio hidratado

Cantidad de CH, cuentas/seg

Edad CPN CPN+20F CPN+20Q CPN+20P

1 146.2 174.5 166.1 125.9

3 225.4 276.6 272.3 195.3

7 241.5 296.9 284.1 223.8

28 336.4 355.0 328.0 259.2

90 367.9 381.1 292.1 208.3

tabla 2: Análisis semicuantitativo del pico de hidróxido de calcio (2θ = 18.09º, d = 4.90 nm)



rroborar una vez más, la presencia de dos efectos antagónicos como son el efecto filler y el de dilución.

Los espectros de DRX de las pastas CPN+20Q se muestran en la Figura 7c. Los productos de hidratación identifica-dos hasta los 3 días fueron: ettringita y CH. A par tir de esta edad se puede ob-servar la transformación de ettringita en monosulfoaluminato de calcio hidratado, la cual continúa hasta la edad de 90 días, debido a la deficiencia de iones sulfatos en el sistema.

La cantidad de CH (Tabla 2) l iberado por la pasta CPN+20Q hasta los 7 días fue similar a lo registrado por la pasta CPN+20F. Sin embargo, a par tir de los 28 días, este parámetro disminuyó con-siderablemente con respecto a las pastas CPN+20F y CPN, evidenciando el consu-mo de CH por la reacción puzolánica.

En la Figura 7d se muestran los difrac-togramas correspondientes a la pasta CPN+20P. En la misma puede verse que, hasta los 7 días, los productos de hidra-tación detectados son: ettringita y CH. A par tir de esta edad la ettringita comenzó a transformarse a monosulfoaluminato de calcio hidratado. Complementariamente, en la Tabla 2 se puede observar la evolu-ción del CH obtenido por el análisis semi-cuantitativo. La cantidad de CH registrada por la muestra CPN+20P a todas las edades fue menor que la correspondiente a la pasta CPN. Resultando las cantidades medidas hasta los 7 días superiores a las que se hubieran obtenido con 80% de cemento por tland, evidenciando la presencia del efecto filler. Después de los 28 días, la cantidad de CH disminuyó

considerablemente mostrando el consu-mo de este compuesto por la reacción de la puzolana.

conclusIones

De la experiencia realizada con los ma-teriales seleccionados y en las propor-ciones utilizadas, se pueden obtener las siguientes conclusiones:

♦La incorporación de adiciones mine-rales finamente divididas produce una aceleración de las reacciones de hidra-tación del clinker por tland a tempranas edades.

♦Si la adición durante la hidratación de la pasta de cemento no genera CSH, el efecto de dilución se hace presente a edades tardías, en caso contrario este efecto puede pasar desapercibido.

♦La incorporación de cuarzo finamen-te molido al clinker por tland produce a largas edades, alguna cantidad de CSH.

reFerencIas

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(25) H. F. Taylor. “La química de los cemen-tos”. Ed. Urmo. Bilbao, España, Tomo I. 1967.

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A. M. Carvajal, Ricardo Giani del Ch., Franco Catinello, Ricardo Lagos H.

Estudio de Morteros con Acrílico Incorporado, Aplicados

sobre Hormigón Armado para Ambientes Industriales. Incidencia en su Durabilidad

Mediante Ensayos Acelerado

Autores: A. M Carvajal1, Ricardo Giani del Ch.1, Franco Catinello2, Ricardo Lagos H.2

1. Académicos Escuela de Construcción Civil2. Tesistas Escuela de Construcción Civil

Pontificia Universidad Católica de Chile



Mortar Study with Built-In Acrylic, Applied on Reinforced Concrete for Industrial Atmospheres. Incidence in its Durability by Means of Accelerated Tests

Esta investigación presenta el análisis y resultados experimentales de la uti l ización de recubrimientos super ficiales en probetas de hormigón armado, que influyen en su durabilidad frente al ataque de CO2 en condiciones aceleradas

Se utilizaron dos tipos de mor teros de pega: mor teros de cemento por tland puzolánico con acrílicos incor-porados y mor teros confeccionados con cemento alta resistencia

Se fabricaron probetas cúbicas de hormigón armado de 15 cm de arista, con 8 barras de acero en su interior para medir potencial de corrosión en una investigación futura.

Utilizando los avances de investigaciones anteriores realizadas en la Escuela de Construcción Civil de la Pontificia Universidad Católica de Chile, se sigue desa-rrollando el sistema de penetración acelerada de CO2, que permite comparar los efectos en los materiales frente a la acción de este agente agresivo.

Se realizaron mediciones de profundidad de carbona-tación, con indicador en base a fenolf taleína.

Los resultados indican que a los 21 días de carbona-tación acelerada, la aplicación de mor teros de 20 mm de espesor, con acrílico incorporado que contiene 20%

Resu

men

Abst

ract T h i s i n ves t i ga t i on p resen ts t he ana l ys i s and

experimental results of the utilization of mortars as superficial coverings on concrete specimens, that have an influence on the durability of the concrete against the degrading effects of CO2.

The mortars were made in two different compositions. The first type of mor tar was made with pozzolanic portland cement mixed with acrylics and the second type was made with a high resistance cement.

Concrete cubic specimens of 15 cm were made with eight interior steel bars for measure of corrosion potential in each one in a future investigación.

Drawing upon the innovation of previous experiments carried out in the Faculty of Civil Construction at the Ponti f icia Universidad Catól ica de Chi le, the development of the accelerated penetration system of CO2 was further advanced, permitting the comparison of the response of various materials exposed to aggressive agents.

Measurements of depth of carbonation were made, with indicator on the basis of fenolftaleína.

The results indicate that after 21 days of accelerated carbonation, the application of mortars of 20 mm of thickness, with built-in acrylic that contains 20% of


Páginas: 42 - 48

INTRODUCCIÓN

En las estructuras de hormigón armado, las armaduras se encuentran recubier tas por un espesor, técnicamente no inferior a 2 o 3 cm de hormigón de recubrimiento, siendo su objetivo generar una doble protección a dicha armadura, por una par te actuando como barrera física y por otra actuando como electrolito, el que gracias a la alta basicidad de la solución intersticial (pH 12 o 13), rico en hidróxido de calcio, induce la formación de una capa de óxido muy fina, compacta y adherida sobre la armadura, impidiendo la difusión de iones Fe2+.

Al formarse la capa de óxido protector se dice que el acero se encuentra pasivado, y consecuentemente protegido del fenó-meno de corrosión.

No obstante lo anterior, la presencia de CO2 en el hormigón en contacto con la armadura puede alterar e incluso eliminar, parcial o totalmente, la capa de óxido protector permitiendo el inicio del fenó-meno de corrosión si existen condiciones favorables para ello: presencia de oxigeno y agua.

La carbonatación del hormigón ocurre al existir contacto entre el dióxido de carbo-no (CO2) de la atmósfera, con los com-ponentes de la fase acuosa del hormigón. Como resultado de esa reacción se genera una capa protectora de no más de 1 cm de carbonato de calcio (CaCO3) insoluble. Si la concentración de dióxido de carbono de la atmósfera aumenta superando los lími-tes normales de concentración, del orden de 0.035%[1], se formará ácido carbónico

(H2CO3 ), que al reaccionar con el hidróxi-do de calcio (Ca(OH)2), formará carbonato ácido de calcio Ca(HCO3)2, el cual al ser comparativamente más soluble, va reno-vando la super ficie del hormigón hacia el interior para posteriores ataques de este contaminante.

Producto de las reacciones ya descritas, ocurre una disminución del pH, que da lugar a lo que se conoce como frente carbonatado. Cuando este frente llega hasta la armadura, esta se despasiva por pérdida de la capa protectora de óxido, de forma generalizada, como consecuencia de la disminución del pH.

La velocidad de avance del frente carbo-natado y del espesor del recubrimiento, es de vital impor tancia para calcular el tiempo

de acrílico, presentó una penetración máxima de 16,5 mm, en cambio un mor tero con espesor de 10 mm, con 20% de acrílico incorporado presentó 33,5 mm de penetración, comparado con las probetas patrón sin recubrimiento, cuya penetración máxima fue de 67,5 mm.

Al utilizar mor teros con cemento alta resistencia, se logró constatar que un espesor de 20 mm no mejora sustancialmente el compor tamiento frente al mor tero de 10 mm de espesor (14 mm de penetración contra 16 mm de penetración a los 21 días, respectivamente).

Sin embargo, es impor tante hacer notar que el mor tero de 10 mm con este tipo de cemento es igualmente resistente a la penetración de CO2 que el mor tero de 20 mm con 20% de acrílico incorporado. Según esto, sería viable confeccionar un mor tero con cemento alta resistencia, con un espesor de 10 mm, para reducir aproximadamente a un 25%, la penetración de CO2.

Palabras clave: hormigón, protección, mor teros.

acrylic, presented a maxima penetration of 16.5 mm, however a mortar with thickness of 10 mm, with 20% % of built-in acrylic presented 33.5 mm of penetration, compared with the specimens without covering, whose maxima penetration was 67.5 mm.

When using mortars with cement high resistance, was managed to state that a thickness of 20 mm substantially does not improve the behavior in front of mortar of 10 mm of thickness (14 mm of penetration against 16 mm of penetration to the 21 days, respectively). Nevertheless, it is important to make notice that the mortar of 10 mm with this type of cement is equally resistant to the CO2 penetration that the mortar of 20 mm with 20% of built-in acrylic. According to this, high resistance would be viable to make a mor tar with cement, with a thickness of 10 mm, to reduce approximately to a 25%, the penetration of CO2.

Key words: concrete, protection, mortars.



que tardará este en llegar hasta la armadu-ra. La velocidad está en función de:

• Contenido de humedad del hormigón• Porosidad del cemento, ya que este es

el material que sufre la carbonatación. (relación A/C)

• Contenido en material carbonatable (hidróxido de calcio libre)

• Tipo de cemento

Es impor tante tener conocimiento del contenido de humedad del hormigón, ya que el CO2 no podrá reaccionar si los po-ros se encuentran completamente secos y será muy lenta la penetración si los poros se encuentran saturados, debido a la baja solubilidad del CO2 en el agua. Solo cuando los poros están parcialmente llenos de agua (entre 50 y 80%), es cuan-do se dan las condiciones óptimas para la carbonatación [2].

Respecto de los poros, mientras menores sean los capilares porosos, estos estarán siempre saturados de humedad, por tanto será inaccesible a la carbonatación. Los hormigones porosos se van a carbonatar a gran velocidad.

La velocidad de carbonatación puede mo-delarse a par tir de la segunda ley de Fick, mediante la raíz cuadrada del tiempo:

Donde:

Una vez carbonatado el hormigón hasta las armaduras, si la humedad ambiental es más baja que el 80%, la despasivación no dará lugar a velocidades de corrosión apreciables. Solo si la humedad es mayor al 80% (exteriores con temperaturas va-riables entre el día y la noche o a lo largo del año) se pueden alcanzar contenidos de humedad que den lugar a corrosión apreciable.

En la presente investigación, que forma par te de una línea de investigación de durabilidad, se ha utilizado probetas de hormigón armado con recubrimientos super ficiales tipo mor tero frente a un medio acelerado de carbonatación, con el fin de evaluar el grado de protección que pueden brindar a las estructuras de hormigón armado.

Morteros con acrílicos incorporados

Dentro de la gama variada de mor teros que se utilizan hoy en día en la industria de la construcción, existen aquellos que presentan ventajas técnicas muy grandes respecto del mor tero tradicional. Dentro de estos, el mor tero modificado en base a sustancias acrílicas es uno de los más impor tantes dada sus grandes capacida-des elásticas que hacen mejorar muchas de las propiedades físicas del mor tero.

Los acrílicos son aquellas fibras y ma-teriales plásticos que se obtienen por polimerización del ácido acrílico (líquido incoloro, de olor fuer te, soluble en agua, que se forma por oxidación de acroleína) o de sus derivados [3].

Un pol ímero acr í l ico adecuado para mezclar con cemento no puede producir

per turbaciones o efectos secundarios desfavorables con respecto a la trabaja-bilidad del mor tero fresco ni tampoco en el mor tero endurecido [4].

Los polímeros acrílicos son del tipo plás-tico cuya presentación normal es una dis-persión de color blanco y cuya densidad varía entre 1,04 y 1,2 kg/l dependiendo del producto que se trate. Las sustancias acrílicas del mor tero, le confieren a este una buena resistencia al agua, mejoran las propiedades de adherencia, produ-cen menos fisuración del mor tero, mayor retención del agua y menor tendencia a la desecación. Además se emplea como puente adherente para mor teros de ce-mento y especialmente para mor teros predosificados.

HIPÓTESIS DE INVESTIGACIÓN

a) La aplicación de revestimientos ela-borados sobre la base de pastas o mor teros de cemento modificados por la incorporación de emulsiones acríli-cas, compatibles con los álcalis del cemento, sobre la super ficie porosa del hormigón, permiten reducir signi-ficativamente la velocidad de carbona-tación, aumentando la durabilidad de las estructuras.

b) Los efectos de la penetración de CO2, están directamente relacionados con el porcentaje de acrílico agregado a los mor teros modificados con la incorpo-ración de emulsiones acrílicas.

PARTE EXPERIMENTAL

Descripción de los ensayos acelerados de penetración de CO2

XCO2 : profundidad alcanzada por la car-bonatación.

KCO2 : constante dependiente del hormi-gón y del medio.

t : tiempo


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Para simular el ambiente industrial se utilizaron cámaras de carbonatación ace-lerada, saturadas de CO2, cuyo objetivo fue lograr el ataque de este agente agre-sivo en la forma más rápida y efectiva posible. Las condiciones de temperatura y humedad relativa del aire se mantuvie-ron entre los 20 y 25 ºC y entre 50 y 70% respectivamente, ya que investigaciones anteriores demuestran que estas condi-ciones resultan ideales para lograr la ma-yor velocidad de penetración del CO2.

Las dimensiones de las cámaras de car-bonatación son de 1,0 x 0,5 x 0,5 m de material acríl ico de 5 mm de espesor con tapa de 6 mm de espesor con sello hermético.

DISEÑO Y CARACTERÍSTICAS DE LAS PROBETAS

Se confeccionaron probetas cúbicas de 15 cm con una misma dosificación, ári-dos y tipo de cemento.

Se colocaron 8 barras de acero A 63-42 H de diámetro 8 mm con resaltes, embebidos en la mezcla de hormigón en

estado fresco a 2 y 3 cm cada una de las caras controladas de las probetas y sobresaliendo entre 3 y 4 cm sobre la cara superior para realizar las mediciones de potencial eléctrico, que se repor tan en otra publicación.

Se construyeron probetas que se ajustan a la Figuras 1 y 2.

Recubrimientos en base a morteros con adición de acrílicos.

Mor tero 1:3 compuesto por 1 par te en peso de cemento por tland puzolánico grado corriente y 3 par tes en peso de arena fina, tamaño máximo 4 mm, de granulometría continua que cumple con lo recomendado en la NCh 2256, más la adición de una emulsión acrílica compa-tible con los álcalis del cemento.

Para cuantificar el efecto de incorpora-ción de la emulsión acrílica a la masa de mor tero fresco se utilizaron 3 dosis de adición: 10, 15 y 20% del peso del cemento, lo que, para una misma traba-jabilidad, cono reducido y consistencia plástica, resultó la siguiente tabla que relaciona la dosis de acrílico utilizado con la razón A/C del mor tero:

Dosis Razón A/C

10% 0,38

15% 0,36

20% 0,32

Tabla 1: Relación de la Dosis de Acrílico y la Razón A/C utilizada

Independiente de la dosis de acrílico uti-lizado, cada mor tero fue colocado sobre las caras expuestas de las probetas en espesores de 10 y 20 mm, a fin de evaluar el efecto del espesor del revestimiento en su compor tamiento.

Recubrimiento de morteros confeccionados con cemento alta resistencia.

Paralelamente a la confección de mor te-ros acrílicos, se confeccionaron mor teros en relación 1:3 con cemento Alta Resis-tencia y arena de características similares utilizados anteriormente.

Cantidad de probetas a utilizar:

VARIABLES INDEPENDIENTES

CarbonataciónAMBIENTE AGRESIVO

TIPO DE PROBETA

MORTEROS CEMENTO ALTA RESISTENCIA

10 mm 3

20 mm 3

Patrones 2

MORTERO CON ACRÍLICO INCORPORADO 10 mm

10% 3

15% 3

20% 3

Patrones 2

MORTERO CON ACRÍLICO INCORPORADO 20 mm

10% 3

15% 3

20% 3

Patrones 2

TOTAL PROBETAS 41

Figura 1: Esquema y dimensiones de probetas Figura 2: Planta Distribución de Barras



CONFECCIÓN DEL HORMIGÓN

Dosificación

Para la dosificación de hormigones se utiliza el método Faury Modificado. La dosificación de todos los hormigones fue la misma, teniendo como principales características las siguientes:

• Tamaño Máximo Nominal de Áridos (gravilla) = 20 mm

• Razón Agua/Cemento según NCh 170 = 0.5

• Dosis de cemento = 280 kg/m 3 (por tland puzolánico)

• Agua de amasado = 140 l i tros/m3 (agua potable)

• Y d/2 = 67%• g1 = 0.45; g2 = 0.44; c = 0.11

Morteros

Las probetas que llevan mor teros como capas de recubrimiento, ya sea de ce-mento alta resistencia o de cemento corriente con incorporaciones acrílicas, fueron puntereadas antes de aplicarles estos recubrimientos con el objetivo de lograr una mejor adherencia entre la capa de mor tero y la probeta.

Dosificación de morteros

Los recubrimientos de mor teros tuvieron una dosificación 1:3 en relación en peso cemento: arena. En los casos que corres-pondió, la adición de acrílicos se hizo en relación al peso del cemento y fueron 10%, 15% y 20%. Las características de los mor teros son:

• modulo de finura arena = 2.91• tamaño máximo 5 mm.• fluidez baja (=< 130 mm de diámetro

en mesa de sacudida ASTM)• Aire = 30 litros/m3

• Porcentaje de cal = 0%

En relación a la cantidad de agua, esta fue variable y dependió de la cantidad de acrílico que se le confiere al mor tero. Es así que esta variable solo se pudo mantener como tal, teniendo constante la cantidad de cemento, arena y acrílico que se le asigna a la mezcla para obtener una docilidad tal que permita la aplicación del mor tero sobre las probetas punte-readas.

Curado de morteros

En cuanto al curado de las probetas con recubrimientos con mor teros, estas fue-ron curadas al aire, tapadas con lámina de polietileno de espesor 0.2 mm durante 7 días, con humedad relativa del aire entre 50% y 60% y temperatura no inferior a 18º C ni superior a 23º C.

EXPOSICIÓN A ATAQUE ACELERADO DE CO2

Para carbonatar en forma acelerada las probetas, estas fueron introducidas en “cámara de carbonatación acelerada” saturada en CO2. Las condiciones de tem-peratura y humedad relativa del aire se mantuvieron con un sistema de calefac-ción y control de humedad, entre los 20 y 25 º C y entre 50 y 70% respectivamente, durante un tiempo total de 21 días.

Profundidad de carbonatación

Para med i r l a p ro fund idad de car-bonatación las probetas de 15 x 15 x 15 cm se cor taron en dos mitades de 7,5 x 15 x 15 cm. Sobre la cara de cor-te se agregó mediante un rociador una solución de Fenolftaleína[*], el indicador ácido - base que se torna color Fucsia, si el pH es mayor que 10 e incolora si es menor.

Independientemente de las mediciones de profundidad en las probetas cor tadas al final del proceso, se realizaron medidas de penetración en forma periódica, las cuales se efectuaron perforando la probe-ta primero con una broca para hormigón, de 8mm de diámetro, y luego se profun-dizaba la penetración con una broca para hormigón de 5mm de diámetro; el polvo que se fue obteniendo de las per foracio-nes era analizada con el indicador Fe-nolf taleína. Las profundidades parciales fueron medidas con un pie de metro.

El proceso de carbonatación se midió a 1, 2, 5, 7, 14 y 21 días para todas las probetas, ya que de acuerdo a investiga-ciones anteriores, mediante este tipo de procedimiento es posible determinar la velocidad de ataque.

CONCLUSIONES

En cuanto a las probetas recubier tas con mor teros con acrílicos incorporados en distintos porcentajes, se puede concluir que la adición de acrí l ico a mor teros con un espesor de 10 mm (con el % de

[*] Composición: 1 gr de Fenolftaleína + 49 gr de alcohol + 49 gr de agua


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Gráfico 1: Profundidad de carbonatación en probetas con mortero con acrílico incorporado, de 10 mm de espesor

Gráfico 2: Profundidad de carbonatación en probetas con mortero con acrílico incorporado, de 20 mm de espesor

Gráfico 3: Profundidad de carbonatación de probetas con recubrimiento de mortero con cemento de alta resistencia

Gráfico 4: Perfil de profundidad de carbonatación en probetas con mor-tero con acrílico incorporado en proporciones de 10, 15 y 20%.

Espesor 10 mm

Gráfico 5: Perfil de profundidad de carbonatación en probetas con mor-tero con acrílico incorporado en proporciones de 10, 15 y 20%

en 20 mm

Gráfico 6: Perfil de profundidad de carbonatación en probetas con mor-tero con cemento de alta resistencia



acrílico incorporado de 20%) mejora en un 50% la impenetrabilidad, comparado con las probetas patrón sin recubrimiento: 33,5 mm de penetración, frente a 67,5 mm de las muestras patrón, a los 21 días.

La aplicación de mor teros de 20 mm de espesor, con acrílico incorporado en dis-tintos porcentajes, mejora la efectividad al doble que los mor teros de 10 mm de espesor, siendo el de mejor compor ta-miento el que contiene 20% de acrílico, cuya penetración máxima es de 16,5 mm a los 21 días del proceso de carbonata-ción acelerada.

Estos resultados permiten concluir que la acción de este tipo de mor teros no es efectiva frente a la acción del CO2, suma-do al hecho de que los mor teros son de difícil aplicación y alto costo. Si hubiera resultado que el mor tero presentaba un compor tamiento barrera frente al CO2, entonces se justificaría haber evaluado económicamente esta forma de protec-ción.

Al utilizar mor teros con cemento alta re-sistencia, se logró constatar que un espe-sor de 20 mm no mejora sustancialmente el compor tamiento frente al mor tero de 10 mm de espesor (14 mm de penetra-ción contra 16 mm de penetración a los 21 días, respectivamente).

Sin embargo, es impor tante hacer notar que el mor tero de 10 mm con este tipo de cemento es igualmente resistente a la penetración de CO2 que el mor tero de 20 mm con 20% de acrílico incorporado. Según esto, sería viable confeccionar un mor tero con cemento alta resistencia,

con un espesor de 10 mm, para reducir aproximadamente a un 25%, la penetra-ción de CO2.

En resumen, de las experiencias rea-lizadas en esta investigación con res-pecto a la efectividad de distintos tipos de recubrimientos protectores contra la penetración del CO2, el mor tero en base a cemento de alta resistencia (20 mm de espesor), que tuvo una penetración de 14 mm, es mejor al mor tero de 20 mm de espesor, con 20% de acrílico incorporado, que tuvo una penetración máxima de 16,5 mm, ambos a 21 días de exposición en cámara de carbonatación.

Con el fin de analizar si el método de extracción de polvo con taladro era re-presentativo del compor tamiento de las probetas, después de los 21 días de ex-posición las probetas fueron cor tadas y se realizaron mediciones de las diferentes profundidades de carbonatación, cen-tímetro a centímetro. Se pudo concluir que el compor tamiento de las probetas analizadas por ambos métodos, tanto extracción de polvo con taladro como cor te de las probetas, es similar. Esta conclusión es muy impor tante para su futura aplicación práctica ya que indica que es posible realizar inspecciones en obras reales, midiendo las profundidades de carbonatación a muros expuestos, en una zona intermedia (de su altura), porque resulta representativa del promedio de las mediciones del paramento ver tical.

Por lo tanto, el método de extracción de polvo con taladro, para determinar pro-fundidad de carbonatación, es factible de utilizar en inspecciones de una obra real.

REFERENCIAS

1. SILVA Carmen, VALIENTE Jorge y VENE-GAS Andrés. Estructuras por tuarias de hormigón armado en Chile. Tesis (Memo-ria para optar al título de Constructor Ci-vil). Santiago, Chile, Pontificia Universidad Católica de Chile, Escuela de Construcción Civil, 2003. 49 p.

2. CYTED, Programa iberoamericano de cien-cia y tecnología para el desarrollo. Manual de inspección y diagnóstico de corrosión en estructuras de hormigón armado. Río de Janeiro. Brasil. Junio 1998, 2a Edición. 42 p.

3. BERARDI, Ernesto. ¿Qué sabe usted de acrílicos? [en línea]. Buenos Aires: Aso-ciación de Protesistas Dentales de La-boratorio de Buenos Aires, 2003 [fecha de consulta: 30 de septiembre de 2003]. Disponible en: http://www.aproden.com.ar/ar ticulos/06.htm

4. CRUCES, Juan y CORDERO, Mario. Políme-ros acrílicos en mor teros. Tesis (Memoria para optar al título de Constructor Civil). Santiago, Chile, Pontificia Universidad Ca-tólica de Chile, Escuela de Construcción Civil, 1988. 34 p.


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Hormigones Elaborados con Cementos Binarios y

Ternarios: Comportamiento Durable

Autores: V. L. Bonavetti, E. F. Irassar, G. Menéndez, M. F. Carrasco, H. Donza

Departamento de Ingeniería Civil, Facultad de Ingeniería - Universidad Nacional del Centro(B7400JWI) - Olavarría - ArgentinaFAX 02284 - 451055email: [email protected]


Concretes made with Binary and Ternary Cements: Durable Performance

Hace muchos años vincular la durabilidad de los hormigo-nes a través de sus características resistentes conducía generalmente a un buen compor tamiento de las estructuras en servicio. Debido al cambio en la composición y finura de los cementos y la utilización de adiciones que dieron origen a los cementos binarios esta práctica dejó de ser efectiva. En la actualidad con utilización de cementos con dos o más adiciones predecir la durabilidad del hormigón a par tir solo de su resistencia conduce a cometer errores que pueden afectar la vida útil de las construcciones de hormigón. Pues es bien conocido que se pueden elaborar hormigones de una misma clase resistente con distintos materiales y proporciones, los cuales podrán presentar un compor tamiento durable totalmente diferente.

En este trabajo se evalúa la tasa de absorción de agua, la penetración de cloruros y la contracción por secado de hormigones elaborados con cemento por tland sin adición, cemento binario (material calcáreo) y ternario (escoria granulada y material calcáreo). Para los mismos cemen-tos se evalúo la resistencia a los sulfatos de mor teros de acuerdo a la norma ASTM C1012.

Los resultados indican que los hormigones realizados con cementos ternarios poseen menor tasa de absorción, frente de penetración de cloruros y menor contracción por secado que los hormigones con cementos con material calcáreo. Adicionalmente, el compor tamiento frente al ataque por sulfatos depende del contenido de material calcáreo.

Palabras clave: Cemento por tland, material calcáreo, escoria granulada de alto horno, tasa de absorción, contracción por secado, penetración de cloruros, resistencia a los sulfatos.

Resu

men

Abst

ract Many years ago, it was a good practice to relate the

durability of concrete with its strength, in order to obtain structures with a good performance. However, this method began to be not satisfactory when additions were incorporates so as to produce binary cements and, the compositions and fineness of these cements suffered some changes.

Nowadays, to predict the durabi l i ty of concrete containing cements with two o more additions by means of its strength, conduce to commit errors that affect the life in service. Since, it is well known the possibility of elaborating concrete with the same class of strength from different materials and proportions and durability performance.

In this paper, the sorptivity, chloride penetration and drying shrinkage of concretes made with plain Portland cement, binary blended cement (limestone filler) and ternary blended cement (slag plus limestone filler) were evaluated. Also, the sulfate resistance of these cements was evaluated using a ASTM C 1012 mortar bars.

Results show that concretes made with ternary cement have a low sorptivity, low chloride penetration and low drying shrinkage than concrete made with limestone binary cements. Also, these cements have a similar performance in sulfate attack.

Key words: Por tland cement, calcareous material, granulated blast furnace slag, sorpt iv i ty, dr y ing shrinkage, chloride penetration, sulfate resistance.


V. L. Bonavetti, E. F. Irassar, G. Menéndez, M. F. Carrasco, H. Donza

IntroduccIón

En general la calidad de un hormigón es juzgada por medio de su resistencia a compresión en probetas adecuadamente curadas y a una determinada edad. El valor de la resistencia a compresión a 28 días ha sido y continúa siendo con-siderado como uno de los criterios más convenientes para asegurar la calidad y aceptación final del hormigón. Esta práctica es muy popular debido a que la medición de la resistencia del hormigón es lo suficientemente sencilla, en relación con la cuantificación de otros paráme-tros relacionados con los mecanismos de transpor te. Adicionalmente, con los cementos que se producían hace algu-nos años existía una buena correlación entre la resistencia y la durabilidad del hormigón, pero con la incorporación de adiciones y la modificación en la compo-sición y finura del clinker esta analogía dejó de ser correcta. Motivo por el cual, especificar la durabilidad del hormigón en forma indirecta por medio de sus pará-metros resistentes sin poseer un enten-dimiento claro sobre los mecanismos de transpor te y los procesos de deterioro, resulta hoy insuficiente en la mayoría de los casos. Más aún, teniendo en cuenta que, se pueden elaborar hormigones de una misma clase resistente con distintos materiales y proporciones muy variables, y con un compor tamiento durable total-mente diferente.

Además, como el hormigón es un só-lido poroso la vida útil de las estructu-ras queda generalmente definida por los mecanismos de transpor te de agua y la posibilidad de fisuración. Actualmente un hormigón correctamente diseñado,

necesita tener una adecuada resistencia y bajos parámetros de transpor te de agua y fisuración, de manera de prevenir el ingreso al mismo de sustancias agresivas tales como cloruros y sulfatos.

La incorporación de adiciones minerales finamente divididas modifica el proceso de hidratación del cemento y más específica-mente el volumen de CSH y la porosidad de la pasta de cemento endurecida. Las adiciones en general, aceleran el proceso de hidratación del clinker por tland debi-do al efecto filler produciendo un mayor volumen de CSH en las primeras edades (1-2). Mientras que, las adiciones hidráu-licamente activas (cementantes y/o puzo-lánicas) aumentan el volumen de CSH, a edades tardías (3). Además, la presencia de adiciones modifica la relación agua/ce-mento efectiva, definida como la relación entre el contenido de agua y el material capaz de producir CSH y ambos paráme-tros tienen una incidencia directa sobre la porosidad y la estructura de poros de la pasta, que es la que ejerce el mayor control sobre el ingreso de sustancias potencialmente agresivas. En consecuen-cia, la tasa de absorción, la difusión de cloruros y la resistencia a los sulfatos de un cemento compuesto será función de la relación agua/cemento efectiva resultante y del volumen de CSH que genera cada uno de los componentes.

También en las estructuras, la presencia de restricciones (externas e internas) durante el desarrollo de la contracción produce tensiones en el hormigón. Cuan-do estas tensiones exceden la resisten-cia a tracción del material provocan su fisuración, reduciendo su resistencia y su durabil idad. Consecuentemente, la

evaluación de la influencia que ejercen estos cementos sobre el desarrollo de las deformaciones de contracción por secado es muy impor tante.

En este trabajo se evalúa la tasa de ab-sorción, la penetración de cloruros y la contracción por secado de hormigones elaborados con cemento por tland sin adi-ción, cemento binario (material calcáreo o escoria granulada) y ternario (escoria granulada y material calcáreo). Para los mismos cementos se evaluó la resisten-cia a los sulfatos de mor teros con un procedimiento similar al descripto por la norma ASTM C 1012.

MaterIales y ProcedIMIentos de ensayos

Materiales: Para el programa de ensayos se utilizó un cemento por tland normal (CPN) con 58% de C3S y 2% de C3A y dos cementos por tland con material calcáreo (CP12F y CP18F). Los cementos tienen una resistencia a compresión a 28 días de 45, 39 y 39 MPa, con una super fi-cie específica de 321, 380 y 383 m2/kg para contenidos de material calcáreo de 0, 12 y 18%, respectivamente. La escoria granulada de alto horno (E) se adicionó en peso del cemento teniendo la misma un módulo químico de (C+M+A/S) de 1.8 y un índice de actividad de 86% y 102% (alta reactividad) a 7 y 28 días respectivamente. En los hormigones ela-borados para evaluar la contracción por secado se incorporó un material calcáreo (F) con una finura Blaine de 522 m2/kg (CaCO3: 87%).

El agregado grueso utilizado fue piedra par tida granítica triturada con un tamaño


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máximo de 19 mm para la determinación de la capacidad de absorción, mientras que para el ensayo de penetración de clo-ruros y contracción por secado el tamaño máximo empleado fue de 12.5 mm. El agregado fino usado en todos los casos fue una arena natural silícea con módulo de finura de 2.35.

cementos compuestos estudiados: La composición de los cementos empleados en la elaboración de los hormigones en cada uno de los ensayos estudiados se muestran en la Tabla 1.

Proporciones de las mezclas: Con los materiales antes descriptos se elabo-raron hormigones con 360 ± 10 kg/m3 de material cementante, relación agua/material cementante (a/mc) de 0.50 y asentamiento dentro del rango plástico (70 - 100 mm). Todos los hormigones estudiados presentaron una adecuada tra-bajabilidad, buena terminación, cohesión y moderada o baja exudación.

La resistencia a compresión medida so-bre probetas cilíndricas de 100 x 200 mm (IRAM 1546) a 7 y 28 días, para todos los hormigones con tamaño máximo de 19 mm (relación agregado fino/agregado total: 0.45) estuvo comprendida entre

26.7 ± 2.3 MPa y 35.5 ± 0.9 MPa, res-pectivamente. Mientras que para todos los hormigones elaborados con tamaño máximo de 12.5 mm (relación agregado fino/agregado total de 0.50) este paráme-tro fue de 24.6 ± 3.2 MPa y 33 ± 3.0 MPa a 7 y 28 días.

absorción capilar: Para la realización de este ensayo (4-6), se utilizaron prismas de 100 x 150 x 150 mm los cuales fue-ron curados en agua saturada con cal a 20 ± 2º C. Cumplida la edad de ensayo (3, 7, 28, 90 y 360 días), los prismas se sometieron a un secado en estufa a 105 ± 5º C durante 24 horas y luego se pintaron con epoxi dejando un área sin pintar de 100 cm² per teneciente a la cara de moldeo. El criterio usado para el análisis de la velocidad de absorción fue la cantidad de agua absorbida medida por la ganancia de masa a 1, 5, 10, 15, 30, 60, 120, 240, 360, 720, 1440 y 2880 minutos utilizando una balanza. Con los resultados obtenidos en el ensayo se calculó la tasa de absorción inicial (S0) y final (S), a par tir de la gráfica de agua absorbida en función de la raíz cuadrada del tiempo (7).

contracción por secado: La contrac-ción por secado de los hormigones

se midió, en probetas prismáticas de 100 x 100 x 400 mm de acuerdo a la nor-ma IRAM 1597. El curado de las muestras se realizó 24 horas en los moldes y luego de desmoldadas, se sumergieron 6 días en agua saturada con cal a 20 ± 2º C. Transcurrido este período, se estaciona-ron en cámara seca a 20 ± 2º C y una hu-medad relativa de 50 ± 5 %. La medición de las deformaciones se realizó mediante un extensómetro mecánico de 300 mm de longitud de referencia y una precisión de 1 µm. Las determinaciones se realizaron cada 2 días durante los primeros 14 días de secado, con una frecuencia semanal hasta los 49 días y cada 14 días hasta al-canzar la estabilización de las lecturas.

Penetración de cloruros: Para la realiza-ción de este ensayo se emplearon pris-mas de 100 x 150 x 520 mm, los cuales se mantuvieron 24 horas en el molde y luego fueron sometidos a dos tipos de curado: 6 días en agua saturada con cal (20 ± 2 ºC) más 21 días en ambiente de laboratorio (7 días de curado húme-do) y 27 días en ambiente de laboratorio (1 día de curado húmedo). A los 28 días los prismas fueron pintados con una pintura epoxídica, dejando una cara sin pintar para lograr un flujo unidireccional de cloruros. A continuación los prismas fueron sumergidos en NaCl al 3% y a los 180 días de inmersión se extrajeron muestras de cada cm de hormigón hasta alcanzar los 6 cm de profundidad. Se determinó la concentración de cloruros totales expresado como kg de cloruros por metro cúbico de hormigón.

resistencia a los sulfatos: E l mor-tero se realizó de acuerdo a la norma ASTM 1012 (re lación arena/mater ia l

capacidad de absorción contracción por secado Penetración de cloruros resistencia a los sulfatos

CPN CPN CPN CPN

CP12F CPN+15F CP18F CP12F

CP18F CPN+35E CPN+30E CP18F

CPN+20E CPN+11F+11E CP12F+20E CPN+20E

CP12F+10E CPN+6F+11E CP12F+20E

CP12F+20E CPN+22F+6E CP18F+20E

CP18F+20E

tabla 1: Cementos compuestos estudiados



cementante: 2.75 y a/mc: 0.485) sobre barras de mor tero de 285 x 25 x 25 mm. Las probetas fueron curadas 24 horas en molde y luego en agua saturada con cal hasta los 28 días. Cumplida esta edad, las barras fueron sumergidas en una solución conteniendo Na2SO4 (0.352 M) por un período de dos años.

resultados y dIscusIón

capacidad de absorción: Las Figuras 1 y 2 muestran el desarrollo de la tasa de absorción inicial (S0) y final (S) de los hor-migones elaborados con cemento binario y ternario. En general, las mezclas binarias con material calcáreo (CP12F y CP18F) y con escoria (CPN+20E) registran valores de S0 similares al correspondiente al hor-migón con CPN hasta la edad de 7 días.

A la edad de 3 días, los hormigones con 20% de escor ia (CP12F+20E y CP18F+20E) independientemente del porcentaje de filler adicionado, presen-tan mayores valores de S0 que el hormi-gón con CPN (Figura 1b). A par tir de los 28 días los hormigones con cemento ternario registran valores de S0 menor al registrado por el hormigón con CPN.

Posteriormente a 360 días, las mezclas ternarias (CP12F+10, CP12F+20E y CP18F+20E) alcanzan valores de S0 de 22%, 9% y 15% menores que el corres-pondiente al hormigón con CPN, respec-tivamente (Figura 1b).

En la Figura 2a, se puede observar que a medida que crece el contenido de material calcáreo en el cemento binario, inde-pendientemente de la edad, el valor de S aumenta, sin embargo, el hormigón elaborado con CP12F a todas las eda-des estudiadas registra una capacidad de absorción menor a la correspondiente al hormigón con CPN.

A los 90 días los hormigones elaborados con cemento ternario (Figura 2b) presen-tan menor capacidad de absorción final que el hormigón con CPN, mientras que a 360 días todos los hormigones con cemento binario y ternario, excepto el hormigón con CP18F, alcanzan valores de S menores al registrado por el hormigón con CPN. (Figuras 2a y 2b).

De acuerdo a Mar tys and Ferraris (5), el en-sayo de capacidad de absorción no alcanza por sí solo para predecir la vida en servicio de las estructuras, pues en este método la velocidad de absorción está influenciada en forma considerable por el grado de satura-ción del hormigón, y además, no tiene en cuenta que el mismo pueda estar expuesto a ciclos de mojado y secado. A pesar de esto, otros autores como Ho et al. (8), han sugerido que en las construcciones dura-bles, el valor de la capacidad de absorción debe ser menor a 0,6 cm/h1/2. Este valor considera que en un período de lluvias de 24 horas, el agua puede penetrar cerca de 30 mm dentro del hormigón, atravesando el recubrimiento de las armaduras.

Una lluvia de 24 horas, aunque es algo infrecuente, podría suceder en algunos

Figura 1: Tasa de absorción inicial (S0) de los hormigones a) Cementos binarios y b) Cemento ternario

b)

a) b)Figura 2: Tasa de absorción inicial (S) de los hormigones a) Cementos binarios y

b) Cemento ternario

a)


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lugares, con lo cual los hormigones con esta capacidad de absorción serían susceptibles de sufrir corrosión en el acero de refuerzo. Por este motivo, los autores recomiendan introducir un fac-tor de seguridad de 2 y para el diseño por durabilidad del hormigón especifi-car una capacidad de absorción menor a 0,3 cm/h1/2. Asumiendo que el frente de penetración medio de 0,3 cm/h1/2 es igual a 0,3 g/cm2 h1/2 es posible concluir que todos los hormigones estudiados, desde los 3 días de curado, presentan valores de capacidad de absorción menores al límite estipulado por Ho et al.

Los resultados obtenidos sobre la capa-cidad de absorción, pueden justificarse a par tir de la modificación en la hidratación, la porosidad y la estructura de poros que producen las adiciones minerales estudiadas. En trabajos previos se ha de-mostrado (9,10) que la cantidad de agua no evaporable aumenta a medida que crece el contenido de material calcáreo en el cemento binario y que este incre-mento es muy impor tante a los 28 días. A edades más avanzadas, el progreso de la hidratación del clínker por tland tiende a minimizar esta ventaja y el efecto de dilución es preponderante. La adición de escoria también produce un efecto filler positivo (2,9), pero de acuerdo al con-tenido de escoria incorporado, el efecto de la dilución de los granos de cemento en las primeras edades puede ser más impor tante, porque la escoria aún no ha reaccionado. Después de 7 días, la esco-ria reacciona formando CSH que aumenta la cantidad de agua no evaporable. Final-mente, el elevado grado de hidratación causado principalmente por el material calcáreo, puede compensar el efecto de

dilución durante las primeras edades. Debido a esto, los hormigones elaborados con bajo contenido de material calcáreo y escoria tienden a registrar los valores más bajos de absorción.

Sin embargo, cuando se reemplaza ce-mento por tland por material calcáreo, el mayor grado de hidratación alcanzado no implica un aumento en el volumen de productos de hidratación debido a que con la incorporación de esta adición no se generan productos de hidratación con ca-racterísticas cementantes (11). También, debido a que la reacción de la escoria es diferida en el tiempo, en el sistema se produce un aumento de la relación a/c efectiva (menor cantidad de material inicialmente reactivo) que es atribuible para todas las edades a la incorporación de material calcáreo y, a la inclusión de escoria solo para edades tempranas. En consecuencia, los hormigones con ce-mento ternarios con alto contenido de material calcáreo y escoria alcanzan en las primeras edades los mayores valores de absorción.

Por otra par te, la permeabilidad del hor-migón puede reducirse cuando se produ-ce la segmentación de la estructura de poros. De acuerdo a Powers (12), el tiem-po para producir este proceso depende de la relación a/c y del grado de hidratación (α) desarrollado en el cemento. Para que ocurra este proceso cuando la relación a/c efectiva es de 0.50, 0.57 y 0.61, el α estimado de acuerdo al modelo de Powers es de 70%, 81% y 91%, respec-tivamente. De acuerdo a esto, el tiempo estimado para alcanzar la segmentación de los poros en el hormigón con CPN (a/c efectiva: 0.50) y en el hormigón con

CP12F (a/c efectiva: 0,57) es de 28 días, mientras que en el hormigón con CP18F (a/c efectiva: 0,61) es de 35 días. Sin em-bargo, la presencia de material calcáreo diseminada en la pasta puede modificar la conectividad y tor tuosidad de la red de capilares, incrementando la porosidad total y produciendo un corrimiento hacia tamaños de poros más grandes (13). Simultáneamente, con el avance de la hi-dratación, la escoria reacciona generando principalmente CSH, que produce el refi-namiento de poros en la pasta de cemento y provoca un corrimiento del tamaño de poros hacia poros más pequeños (14). En función de lo expuesto, a edades avan-zadas, los menores valores de absorción se obtienen en los hormigones elabora-dos con cementos ternarios con bajos contenidos de material calcáreo y alto contenido de escoria.

Por último, el empleo de 20% de escoria en el cemento CP18F permite contra-rrestar el incremento de la capacidad de absorción que se produce cuando se incorpora solamente material calcáreo en mayores proporciones (18%).

contracción por secado: En la Figura 3 se muestra la evolución de la contracción por secado hasta la edad de 300 días. En la misma puede observarse que durante los primeros 28 días se producen las mayores deformaciones, superándose en todos los casos el 55% de la contracción final. A esta edad, los hormigones con adiciones presentaron una contracción final entre 0.93 y 1.33 veces la con-tracción obtenida por el hormigón CPN (Tabla 2). Este valor aumenta a medida que se incrementa el contenido de es-coria en el hormigón y disminuye con la



Figura 3: Contracción por secado en función del tiempo a) Hormigones con cemento binario y b) Hormigones con cemento ternario

a) b)

presencia de material calcáreo. Un com-por tamiento similar se observó al analizar la evolución de la pérdida de agua en función del tiempo, pues los hormigones registraron pérdidas superiores al 55% de su valor final luego de 5 días de secado (15). Si bien, el valor de este parámetro se mantuvo en 25 ± 2 % en todos los hormigones, los datos informados en la Tabla 2 permiten observar que el material calcáreo tiende a reducir la pérdida de agua del hormigón.

El aumento en la contracción inicial de los hormigones con adiciones se debe al efecto filler, pues la incorporación al

cemento de materiales finos provoca un incremento en la velocidad de reacción del clinker por tland (1-2) que aumenta el grado de hidratación y produce un ma-yor volumen de CSH (mayor valor de α, Tabla 2). Como la pérdida del agua conte-nida en los poros del CSH produce mayor deformación que el desplazamiento del agua contenida en los poros capilares, la contracción en las primeras edades de los hormigones con adiciones es de esperar que aumente (16-18). La aceleración de los procesos de hidratación durante las primeras edades provoca también una reducción de la pérdida de agua libre para porcentajes crecientes de material

calcáreo. Esto se debe a que, una mayor proporción de agua se encuentra quími-camente combinada en los productos de hidratación del cemento ya que la pre-sencia de adiciones puede incrementar la tor tuosidad de los poros capilares y disminuir su conectividad (13).

Adicionalmente, la dilución produce dos efectos contrapuestos: el aumento de la relación a/c efectiva y el incremen-to en la restricción de la contracción. La relación a/c efectiva aumenta por la presencia de las adiciones. El material calcáreo es una adición hidráulicamente inactiva, y la reacción de la escoria, de acuerdo al tamaño de sus par tículas, es de esperar que se produzca luego de los 7 días (19). Bajo estas consideraciones, al inicio del secado la relación a/c efectiva de los hormigones con cementos binarios y ternarios (Tabla 2) es 18% a 54% mayor que para el hormigón con CPN. El incre-mento de este parámetro produce una mayor deformabilidad y permeabilidad de los hormigones y en consecuencia la contracción a edades tempranas de estos hormigones aumenta.

Por otra par te, Powers ha sugerido que, los granos de cemento no hidratados pueden considerarse como par te de los agregados (19) cuando se evalúan los parámetros que modifican la contracción y, a esta edad, el material calcáreo y la escoria pueden disminuir la contracción por el efecto de la restricción.

En resumen y de acuerdo a los resulta-dos obtenidos, el efecto filler sumado al aumento de la relación a/c efectiva pre-valece sobre el efecto de restricción y en consecuencia la contracción por secado

HormigónInicio del secado contracción a 300

días, µm/mPérdida de agua a

300 días, % (3)α, % (1) a/c efectiva (2)

CPN 0.61 0.50 493 25.7

CPN +35E 0.89 0.77 654 26.8

CPN +15F 0.66 0.59 456 24.9

CPN +6F+22E 0.86 0.69 623 24.0

CPN+11F+11E 0.76 0.64 477 23.0

CPN+22F+6E 0.81 0.69 471 22.9

(1) Calculado de acuerdo al modelo de Powers(2) Cantidad de agua referida a la cantidad de material capaz de generar CSH (cemento + escoria)(3) Relación entre la variación del peso de las probetas por el secado y la cantidad de agua de

mezclado

tabla 2: Propiedades de los hormigones estudiados en la contracción por secado


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inicial de los hormigones con adiciones se incrementa. A edades más avanzadas el efecto filler deja de ser relevante y el efecto de dilución y la reacción de la escoria se tornan más impor tantes. Luego de 14 días de secado, la contracción disminuye a me-dida que aumenta el contenido de material calcáreo en el hormigón. Esto es atribuido al menor volumen de CSH que presentan los hormigones y al efecto de restricción provocado por las par tículas de filler.

Se ha demostrado con anter ior idad (20,21) que los hormigones con CPN y con escoria son más sensibles a la inter-rupción temprana del curado húmedo que los hormigones con cemento con material calcáreo. Sin embargo, debido a que los hormigones se encuentran en un am-biente con una humedad relativa de 50%, aún conservan suficiente humedad en su interior para continuar con el proceso de hidratación, pues estas reacciones no se detienen hasta que la humedad en los po-ros del gel desciende por debajo del 80% (22-23). En los hormigones que incorpo-ran un elevado contenido de escoria, la contracción a 300 días resulta superior a la registrada en el hormigón de CPN debi-do a que con el avance de la hidratación, la escoria reacciona produciendo mayor cantidad de CSH. En contrapar tida, los hormigones con cementos ternarios con bajo contenido de escoria presentaron una contracción final menor.

Por último, para variaciones de la con-tracción final de 555 ± 99 µm/m no es sencillo estimar la sensibilidad a la fisu-ración por contracción que los mismos presentarán, pues este es un proceso muy complejo y no solo depende del va-lor y de la velocidad de desarrollo de la

contracción por secado, sino también de la resistencia a tracción del material, de la relajación de tensiones y del grado de restricción impuesto a las deformaciones (24). Los resultados preliminares de la evaluación de la tendencia a fisuración por contracción restringida sobre probe-tas anulares (24-26) indican que a me-dida que se incrementa el contenido de adiciones se reduce el tiempo de secado necesario para la aparición de la primera fisura. En los hormigones contenien-do 28% de adiciones (CPN+6F+22E y CPN+22F+6F) las fisuras se produjeron a los 70 y 56 días de secado, respectiva-mente. En ambos casos, el ancho de las fisuras a 300 días de secado fue de 0.05 mm. Contrariamente, los hormigones con CPN+35E, CPN+15F y CPN+11F+11E

no evidenciaron fisuración alguna a pe-sar de experimentar un aumento en la velocidad de desarrollo de la contracción durante los primeros días de secado, una resistencia a flexión y un módulo de elas-ticidad similares al momento de la fisu-ración. Consecuentemente, es necesario continuar las investigaciones sobre este punto, con el fin de completar el conoci-miento e interpretar de la influencia que ejercen las adiciones sobre la fisuración inducida por la contracción por secado.

Penetración de cloruros: La Figura 4 muestra los per files de concentración de cloruros de los hormigones estudiados para ambos tipos de curado a la edad de 180 días. En la misma se puede observar que a medida que disminuye el tiempo de

a) b)

c) d)

Figura 4: Penetración de cloruros luego de 180 días de exposición en una solución 3% NaCl a) CPN, b) CP18F, c) CPN+30E y d) CP12F+20E



curado húmedo el frente de penetración de cloruros aumenta. Esto es, para el hormigón con CPN (Figura 4a) este frente aumenta de 3.6 a 4.6 cm para el curado húmedo de 7 y 1 día, respectivamente. Si se compara el compor tamiento del hormigón con CP18F (Figura 4b) con el registrado por el hormigón con CPN, se puede ver que el primero presenta una profundidad de cloruros conside-rablemente mayor para ambos tipos de curados (5.4 cm). Cuando el hormigón se elabora con cemento binario (Figura 4c) o ternario (Figura 4d) con escoria, resultan más sensibles a la interrupción temprana del curado húmedo que el resto de los hormigones estudiados, mientras que el empleo de 20% de escoria en el cemento CP12F, permite realizar un hormigón con similar per fil de cloruros al registrado por el hormigón con CPN cuando son someti-dos a 7 días de curado húmedo.

En otros trabajos (27-28), se ha demos-trado que el empleo de escoria en el hor-migón bloquea los cloruros en la región super ficial del mismo y a pocos milíme-tros de la super ficie el per fil de cloruros alcanza valores despreciables. Este com-por tamiento es atribuido a que la reacción de la escoria permite la obtención de una microestructura más compacta de la matriz, al aumento de la compacidad de la inter fase matriz-agregado y a la signi-ficante reducción de poros capilares. Esto último puede observarse en los valores obtenidos de la tasa de absorción, debi-do a que este parámetro en el hormigón con CPN +20E resulta 15% menor al registrado por el hormigón con CPN a los 90 días (Figura 2a). Sin embargo, la pe-netración de cloruros en el hormigón con escoria (binario o ternario) se encuentra

más influenciada por el tiempo de curado húmedo que el hormigón con CPN, pues la menor reacción de la escoria produce un aumento en la porosidad del hormigón y un incremento en el tamaño de poros (29).

Por otra par te, en experiencias anteriores (30) se ha observado que a medida que aumenta el contenido de material calcáreo en el cemento, disminuye la resistencia a la penetración de cloruros en el hormi-gón. Pues, a pesar que con el incremento de esta adición aumenta el grado de hi-dratación del cemento, esto no se traduce en una mayor cantidad de CSH, debido al efecto de dilución, se produce un aumento de la relación a/c efectiva y consecuente-mente en la permeabilidad del hormigón. En este caso el valor de S registrado por el hormigón con CP18F es un 44% mayor al obtenido por el hormigón con CPN a los 90 días (Figura 2a). Por último, el au-mento en la hidratación y la disminución de la permeabilidad ocasionada por la acción conjunta del material calcáreo y la escoria en el hormigón con CP12F+20E (Figura 4d), permite la obtención de un hormigón con similar per fil de penetra-

ción de cloruros que al registrado por el hormigón con CPN (Figura 4a) con 32% menos de clinker por tland.

resistencia a los sulfatos: La expansión del cemento CPN y de los cementos con distintos contenidos de material calcáreo (CP12F y CP18F) se muestra en la Figura 5a. En la misma se puede observar que el mor tero con cemento CP12F presenta una expansión menor a la registrada por el mor tero con CPN, mientras que el mor-tero con CP18F registra una expansión considerablemente mayor, a pesar del bajo contenido de C3A que tiene el clinker por tland (2%).

En la Figura 5b se muestran los resultados obtenidos sobre estos cementos con un reemplazo del 20% de escoria. Los mor-teros elaborados con cementos CPN+20E y CP18F+20E, presentan una evolución de la expansión similar hasta los 540 días de inmersión, mientras que el mor tero con cemento CP12F+20E, registra una expansión considerablemente menor.

Los estudios realizados sobre los ce-mentos CPN, CP12F y CP18F a tres años

a) b)

Figura 5: Resistencia a los sulfatos de los morteros a) CPN, CP12F y CP18F y b) CPN+20E, CP12F+20E y CP18F+20E


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empleando la técnica de DRX, mostraron la presencia de yeso como el principal producto de reacción de los cementos en un ambiente con sulfato de sodio y la ausencia de hidróxido de calcio (31).

Por último, si bien todos los cementos es-tudiados registraron expansiones menores a 0.05% a los seis meses y de 0.10% al año, lo cual permite clasificarlos como altamente resistente a los sulfatos según la norma ASTM C1157 de cementos mez-clas, los mor teros elaborados con cemento CP18F, CPN+20E y CP18F+20E presentan un aumento impor tante de la tasa de degra-dación luego de un año, mientras que los mor teros con CPN, CP12F y CP12F+20E, continúan expandiéndose a una baja velo-cidad en un ambiente muy agresivo como el utilizado en este ensayo.

En resumen, cuando se utiliza un clinker altamente resistente a los sulfatos, los cementos ternarios con una baja propor-ción de material calcáreo y escoria no afectan significativamente la resistencia a los sulfatos, aún así es conveniente limitar el material calcáreo a contenidos menores al 12%.

conclusIones

De las experiencias realizadas, con los materiales seleccionados y las proporcio-nes utilizadas se puede concluir que:

• El empleo de material calcáreo en el ce-mento ternario permite aumentar la hi-dratación temprana del clinker por tland y disminuir la capacidad de absorción del hormigón, mientras que la escoria reproduce este efecto a edades más avanzadas. Aun así, es necesario li-mitar la cantidad de material calcáreo incorporado a valores de alrededor del 12% y asegurar un curado adecuado para evitar el ingreso de iones agresi-vos al hormigón.

• La contracción por secado final de los hormigones elaborados con cemento ternario es función del efecto de res-tricción y la reacción de la escoria, en consecuencia el empleo de cemento ternario con alto contenido de escoria implica una mayor contracción final.

• La utilización de bajo contenido de ma-terial calcáreo (hasta 12%) y mayores contenidos de escoria en el cemento ternario permite obtener un hormigón con similar o mejor resistencia a la penetración de cloruros que el regis-trado por el hormigón con CPN, cuando los hormigones son curados en forma apropiada.

• La resistencia a los sulfatos no es afectada en forma considerable por el empleo de bajos contenidos de material calcáreo (12%) y de escoria (20%).

reFerencIas

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Riesgo de Fisuración en Losas de Hormigón. Avances en la

Elaboración de una Metodología para su Evaluación

Autores: Benjamín Navarrete F.1, Ricardo Giani del Ch.1, Marcela Bustamante S.2

1. Académicos Escuela de Construcción Civil2. Licenciada en Construcción Civil Pontificia Universidad Católica de Chileemails: [email protected], [email protected],

[email protected]


Concrete Slabs Cracking Risk. Advances in an Evaluation Methodology

En el presente trabajo se expone una metodología para determinar mediante un análisis teórico las tensiones desarrolladas en losas de hormigón debido a la retrac-ción hidráulica. Para la evaluación de la retracción y la fluencia se ha aplicado el modelo propuesto por Sakata, modelo que de acuerdo a estudios realizados en Chile presenta la mayor correlación con las deformaciones desarrolladas en hormigones fabricados en el país. Las curvas de retracción versus tiempo han sido construi-das considerando la variación de la humedad durante el año. Lo anterior ha permitido concluir sobre las diferen-cias en las deformaciones producidas según la época del año en que se hormigonan las losas. Las curvas de deformación por fluencia versus tiempo, además de considerar la variación de la humedad durante el año, se han construido teniendo en cuenta la variación de la tensión en el tiempo, tensión que es variable al depen-der del desarrollo de las deformaciones por retracción. Por otra par te se han estudiado los grados de restric-ción de losas en función de sus dimensiones y las de los muros donde estas apoyan. Además se ha analizado la influencia del número de pisos y la distribución de los muros en planta. Lo anterior ha permitido construir las curvas de evolución de las tensiones desarrolladas en losas debido a la retracción y la fluencia, teniendo en cuenta la época de hormigonado, la variación de la tensión aplicada y el grado de restricción presente en este tipo de elementos. Finalmente se incorporó en los Gráficos la curva de evolución de la resistencia a la tracción del hormigón, de modo de concluir sobre la edad esperable de fisuración.

Resu

men

Abst

ract This work exposes a methodology to set by a theoretical

analysis, the stresses developed in concrete slabs due to the drying shrinkage. For the shrinkage and creep evaluation, the model proposed by Sakata has been applied, model that according to studies done in Chile displays the greater correlation with the deformations developed in concretes fabricated in the country. The shrinkage curve char ts versus time have been constructed considering the humidity variation during the year. The previous thing has allowed concluding about the deformation differences produced according to the time of the year in which the slabs are made. The creep deformation curves versus time, plus the humidity variation during the year, have been constructed considering the stress variation in time. This stress is variable when depending on the drying shrinkage deformations development. On the other hand, the slabs grades of restriction based on slabs and supported walls dimensions have been studied. Furthermore, has been analyzed the building number of floors influence and the walls distribution in plant. The previous thing has allowed constructing the stresses curves developed in slabs due to shrinkage and creep, considering the casting season, the stress variation applied on slabs and the grade of restriction present in this type of elements. Finally, the evolution curve of the concrete tensile strength was gotten up in the char ts, as a way to conclude about the expectable cracking age. The application of the methodology for the case analyzed here allowed concluding that a H30 concrete, with a high dose of cement and water, presents a


Benjamín Navarrete F., Ricardo Giani del Ch., Marcela Bustamante S.

La aplicación de la metodología para el caso analizado aquí permitió concluir que un hormigón H30, con una alta dosis de cemento y agua, presenta una alta proba-bilidad de fisurarse en la primera semana posterior al curado. Si bien las deformaciones debido a la fluencia permiten disminuir significativamente las tensiones por retracción, no son suficientes para evitar la fisuración. Por otra par te, se observan diferencias de un 40 % en la deformación por retracción a los 100 días si la losa se hormigona en verano (830·E-6 m/m ) respecto de si se ejecuta en invierno (500·E-6 m/m ). Respecto de los grados de restricción, losas de 4,0·4,0 m2, apoyadas en todo su contorno, presentan grados de restricción del orden del 70%.

Palabras clave: hormigón, fisuración, retracción, fluen-cia, grado de restricción.

I INTRODUCCIÓN

La fisuración por retracción hidráulica que presentan los elementos de hormi-gón armado se atribuye generalmente a problemas asociados al proceso cons-tructivo, en otras palabras, la responsa-bilidad de la fisuración o agrietamiento recae en la empresa constructora y sus profesionales, sin ser en algunos casos sus responsables directos.

Esta fisuración, que si bien en la mayoría de los casos no compromete la estabili-dad estructural, sí afecta la durabilidad y estética de nuestros edificios, así como también en el usuario provocan el llamado riesgo psicológico.

Atendiendo al concepto de calidad total propuesto por las Normas ISO 9000 las empresas constructoras están cada día más preocupadas por la problemática asociada a la fisuración por retracción

hidráulica y están abocadas hace algunos años a la búsqueda de soluciones en este ámbito.

Las deformaciones por retracción hidráu-lica puede originar fisuras, especialmente en elementos cuya relación superficie/vo-lumen es alta, como lo son por ejemplo las losas y los muros. La fisuración ocu-rre cuando el nivel tensional en el hormi-gón, en este caso esfuerzos de tracción desarrollados debido a que las deforma-ciones se encuentran coar tadas, supera la capacidad a tracción del material.

El desarrollo de la retracción, la evolución de la resistencia a la tracción del hormi-gón y su módulo de deformación, junto con el grado de restricción que presentan los elementos o par tes de una estructura, son condicionantes fundamentales en la mayor o menor probabilidad de ocurren-cia de fisuras.

Si bien es cier to existen modelos para predecir aceptablemente la contracción de los elementos debido al fenómeno descrito, no se han realizado estudios con la debida profundidad que consideren la incorporación de variables como la época del año en que se hormigona, las deformaciones por fluencia considerando variable la tensión aplicada y los niveles de restricción de los elementos que con-forman una estructura.

La determinación del grado de restricción real generado por la vinculación entre los elementos que conforman una estructura de hormigón armado no es un problema fácil de resolver. La dependencia de mu-chos parámetros hacen la tarea compleja y los modelos que actualmente existen son bastante simples, por tanto su validez cuestionable.

Muchas veces el grado de restricción de las losas de hormigón es tan alto que

high cracking probability during the first week later to the concrete curing. Although the deformations due to creep allow to diminish the shrinkage stresses significantly, are not enough to avoid cracking. On the other hand, differences of 40% in the deformation by shrinkage are observed at 100 days if the casting slab is made in summer (830·E-6 m/m) respect to if it is executed in winter (500·E-6 m/m). Respect to the grades of restriction, slabs of 4,0·4,0 m2, supported in all their contour, display grades of restriction of the order of 70%.

Key words: concrete, cracking, drying shrinkage, creep, grade of restriction.


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poco se puede hacer durante la etapa de ejecución para evitar la fisuración, siendo por tanto más un problema de diseño que del proceso constructivo mismo.

El presente ar tículo busca dar a conocer una metodología que permite evaluar el riesgo de fisuración en losas de hormi-gón, procedimiento que se puede adaptar a cada caso en par ticular. La metodolo-gía establece que es necesario en una primera etapa determinar la evolución de la retracción hidráulica a par tir de las características del hormigón, geometría de los elementos y condiciones ambien-tales variables durante el año. Con las deformaciones por retracción hidráulica determinadas, por tanto conocidas, y para un grado de restricción igual a 1,0, se calculan las tensiones de tracción con-siderando la relajación de tensiones por fluencia. Lo impor tante aquí es que las deformaciones por fluencia son determi-nadas considerando una tensión aplicada que es variable en el tiempo, como con-secuencia de la evolución paulatina de las deformaciones por retracción. Finalmente se determina la curva de evolución de la resistencia a la tracción, la cual se introduce en el Gráfico tensión corregi-da versus tiempo, para distintos grados de restricción. La intersección de la(s) curva(s) de la tensión desarrollada por la retracción y la curva de evolución de la resistencia a la tracción representa la edad esperable de fisuración.

El grado de restricción de las losas debe ser determinado para cada caso, utili-zando como herramienta un software de modelación con elementos finitos.

II ANTECEDENTES GENERALES

Modelos para determinar las deformaciones por retracción y fluencia

Las investigaciones realizadas en el cam-po de las deformaciones por retracción hidráulica han conducido a la proposición de varios modelos para estimar la retrac-ción hidráulica última y su evolución en el tiempo. En este contexto destacan los modelos propuestos por Sakata (2000), Bazant (1995), El Comité Europeo del Hormigón (CEB-FIB 1990) y el propuesto por el Instituto Americano del Hormigón, Comité 209R, en 1997.

Después de analizar los modelos exis-tentes para la estimación de la retracción última y su evolución, se ha seleccionado aquel propuesto por Sakata. Los estudios realizados en Chile han demostrado que es el modelo que más se ajusta a la rea-lidad de los hormigones fabricados en Chile, en que se utilizan mayoritariamente cementos del tipo Por tland Puzolánico.

Sakata, basado en la teoría de difusión del agua contenida en el núcleo hacia la super ficie expuesta del hormigón, pro-pone las siguientes expresiones para la determinación de la retracción última y su evolución con el tiempo.

Figura Nº 1: Evolución de la retracción hidráulica

Donde:

Rh∞ : retracción última del hormigón expresada en mm/m

Rh(t,t0) : retracción al tiempo t de exposi-ción en mm/m

to : tiempo de curado en agua expre-sado en días

HR : humedad relativa del ambiente de exposición en %

W : dosis de agua empleada en la fa-bricación de hormigón en kg/m3

V/S : razón volumen/superficie expues-ta expresada en mm



Los parámetros relevantes que incorpora este modelo son el tiempo de curado de los elementos, la humedad relativa del ambiente, la dosis de agua utilizada y la relación volumen de hormigón v/s la super ficie expuesta al ambiente.

En la construcción de las curvas de de-formación por retracción hidráulica se aplicaron los factores de corrección pro-puestos por Masana [1].

Para la estimación de las deformaciones por fluencia, Sakata propone las siguien-tes expresiones:

t : edad del hormigón luego de la colocación (días)

t’ : edad del hormigón al momento de la carga (días)

to : edad del hormigón al inicio de la retracción (días)

C : contenido de cemento en el hor-migón (kg/m3)

W : contenido de agua en el hormigón (kg/m3)

V/S : relación volumen/super ficie del elemento (mm)

HR : humedad relat iva del ambiente (%)

Ec(to) : módulo elástico en el tiempo t, calculado según CEB 90

Modelos de evaluación del grado de restricción

El Manual on Cracking and Deformation (MDF) (CEB, 1985) establece que la ten-sión media de tracción σcs, provocada por retracción en un elemento cuyo acor ta-miento está parcialmente impedido, se determina mediante la expresión:

Donde:

A : área de la sección del elemento entre apoyos (b·e)

L : luz o distancia entre apoyosh : altura de los sopor tesIs : momento de inercia promedio del sis-

tema de sopor te

Donde:

ε ’bc∞ + ε ’

dc∞ : Fluencia específica (10-10/N/mm2)

ε ’bc∞ : Fluencia básica

(10-10/N/mm2)ε ’

dc∞ : Fluencia de secado (10-10/N/mm2)

La deformación debido a la fluencia, sin considerar la deformación elástica que se produce debido a la acción de las cargas aplicadas, se determina con la siguiente expresión:

Donde:

σ : Tensión aplicada en un tiempo t’ variable en el tiempo

Donde:

Sm : rigidez del elemento consideradoSr : rigidez del resto de la estructuraEcv : módulo de deformación del hormi-

gón, teniendo presente el efecto de la fluencia y de la edad

σcs : acor tamiento medio por retracción libre del hormigón

En consecuencia, el grado de restricción es cuantificado según el primer término de la expresión descrita, es decir:

Este modelo es de difícil extrapolación a otros casos de estructuras conformadas por un número mayor de elementos, por lo tanto no puede ser aplicado al caso de losas apoyadas en todo su contorno y vinculadas a la vez al resto de la es-tructura.

La aplicación de la modelación por medio de elementos finitos está representando un impor tante avance en este campo. La

A nuestro juicio esta es una expresión muy general de di f íc i l apl icación en estructuras conformadas por un gran número de elementos, debido a que la determinación de la rigidez del “resto de la estructura” se hace muy compleja y no necesariamente representa la coacción de los elementos directamente conectados a la losa en estudio.

El Comité ACI 207 en el año 1995 propuso la siguiente expresión para determinar el grado de restricción de una viga apoyada en dos sopor tes flexibles.


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modelación numérica permite representar una estructura real con sus propiedades tanto geométricas como mecánicas y evaluar el nivel tensional y las deforma-ciones de cada uno de los elementos que la conforman. Es así que, conocida la deformación libre que puede desarrollar un elemento de hormigón y determinan-do a través de la modelación numérica la deformación real que experimentan los elementos es posible cuantificar el grado de restricción de cada par te de la estructura.

Conocido así el grado de restricción es posible incorporar esta información en los modelos de predicción de las ten-siones desarrolladas por retracción, de modo de evaluar el riesgo potencial de fisuración en losas de hormigón.

Evolución de las propiedades mecánicas del hormigón

El Código Modelo 1990 propone la si-guiente expresión para la determinación de la resistencia a la compresión para un tiempo t mayor a 28 días, bajo condicio-nes de temperatura igual a 20º C y hume-dad relativa igual o superior al 95%:

Si la temperatura del hormigón es distinta de 20º C la edad t debe corregirse.

Durante la revisión Bibliográfica llevada a cabo no se encontró una expresión para determinar la evolución de la resistencia a la tracción pasados los 28 días. Una forma aproximada de estimar el desarrollo de la resistencia a la tracción es suponer que su evolución será similar a la de la resistencia a la compresión. La fórmula que propone el Código Modelo 1990 para estimar la resistencia a la tracción a par tir de la re-sistencia a la compresión para un nivel de confianza del 95%, es la siguiente:

es posible establecer como metodolo-gía la aplicación del grado de madurez del hormigón, el cual está asociado a la resistencia a la compresión. A su vez, esta última propiedad está asociada tan-to a la resistencia a la tracción como al módulo de deformación del hormigón. Los autores del presente ar tículos están conscientes de la limitación que supone hacer válidas las expresiones para la de-terminación de la resistencia a la tracción y el módulo de elasticidad del hormigón para una edad menor a 28 días. Si se pretende ser riguroso en la determinación de las propiedades del hormigón para una edad comprendida entre 0 y 28 días los autores recomiendan hacer ensayos.

Objetivos

En el marco de conocer más sobre el fenómeno de la retracción hidráulica y su influencia en la fisuración de losas de hormigón, se han planteado los siguien-tes objetivos:

Objetivo general:

• Desarrollar una metodología que per-mita evaluar el riesgo de fisuración en losas de hormigón.

Objetivos específicos:

• Analizar la influencia de la época del año en que se hormigona una losa en relación con la evolución y deformación última que esta experimenta debido a la retracción hidráulica.

• Elaborar la curva de desarrollo en el tiempo de las deformaciones por fluen-cia considerando la humedad relativa

Donde:

fcm,28 : Resistencia media a la compresión a los 28 días

s : Coeficiente dependiente del tipo de cemento

Donde:

fctk : Resistencia característica a la com-presión del hormigón a los 28 días

En relación con la variación del módulo de elasticidad pasados los 28 días, el Código Modelo propone la siguiente expresión:

Donde:

Eci : Módulo de deformación del hormigón a los 28 días, determinado según:

Si la temperatura del hormigón es distinta de 20º C la edad t debe corregirse.

Para conocer las propiedades mecánicas descritas a una edad menor a los 28 días,



mensual y la variación de la tensión aplicada, como consecuencia de la evolución paulatina de la retracción hidráulica.

• Analizar mediante modelación numérica la influencia en el grado de coacción de losas que tienen sus dimensiones y las de los elementos donde estas apoyan.

• Evaluar el riesgo de fisuración en losas de hormigón en función de la época del año en que esta se hormigona, el relajamiento de tensiones debido a la fluencia, el grado de restricción y la evolución de la resistencia a tracción.

III METODOLOGÍA

Desarrollo de la retracción hidráulica

En la construcción de las curvas defor-mación por retracción versus tiempo se consideró la variación de la humedad relativa durante el año. El procedimiento adoptado fue calcular para cada periodo, definido aquí como 30 días, la retrac-ción a tiempo infinito con la humedad del mes 1 (por ejemplo enero) de modo de determinar la retracción entre t2 y t1 (ε1 en el Gráfico de la Figura Nº 2). El pro-cedimiento se repite considerando ahora la humedad del periodo 2 (por ejemplo febrero) determinado la retracción entre t3 y t2 (ε2 en el Gráfico de la Figura Nº 2). Así sucesivamente.

Con los resultados de cada periodo se elaboró el Gráfico deformación por re-tracción versus tiempo desde to = 0 hasta t = infinito, de acuerdo a lo que se puede observar en la Figura Nº 3.

El estudio realizado consideró la elabora-ción de doce Gráficos, los cuales difieren en el punto de par tida del procedimiento descrito en el párrafo precedente. Cada Gráfico corresponde a la época de hormi-gonado de las losas, siento el origen en un caso enero, en otro febrero, así hasta diciembre.

La humedad relativa mensual considerada para mostrar la metodología se detalla en la Tabla Nº 1.

Los datos utilizados en la determinación de las deformaciones por retracción hi-dráulica, así como también para el cálculo de las deformaciones por fluencia lenta del hormigón, se detallan en la Tabla Nº 2.

Desarrollo de la fluencia

Para la evolución de las deformaciones debido a la fluencia lenta del hormigón y en relación con la variación de la hu-medad relativa mes a mes, se siguió un procedimiento similar al descrito para la evolución de la retracción hidráulica. Lo novedoso aquí es que para la estimación de las deformaciones por fluencia se con-sideró la variación de la tensión aplicada, como consecuencia del paulatino desa-rrollo de la retracción que es en definitiva la que origina las tensiones debido a que las deformaciones se encuentran coar ta-

Figura Nº 2Determinación de las deformaciones variando la

humedad relativa

Figura Nº 3Curva de deformaciones por retracción variando

la humedad relativa

Tabla Nº 1: Humedad relativa mensual de Santiago

Mes

Humedad relativa media

(%)

Mes

Humedad relativa

media (%)

Enero 53,67 Julio 81,00

Febrero 56,33 Agosto 76,67

Marzo 63,00 Septiembre 71,00

Abril 69,67 Octubre 66,00

Mayo 76,00 Noviembre 58,33

Junio 81,33 Diciembre 54,33

Promedio 67,28

Fuente: Dirección Meteorológica de Chile

Descripción Tipo o cantidad

Hormigón H30

Dosis de agua kg 195

Dosis de cemento kg/m3 390

Relación volumen/superficie (mm)

60

Tabla Nº 2: Datos para el análisis de la retracción y fluencia del hormigón


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das. Para la determinación de la tensión aplicada y como una forma de minimizar el error, se consideraron periodos de dos días. La Tabla Nº 3 y la Figura Nº 4 mues-tran el procedimiento adoptado.

Determinación de los grados de restricción

La metodología utilizada para cuantifi-car los grados de restricción de losas de hormigón se basó en la aplicación de métodos numéricos. Los parámetros considerados fueron los siguientes:

• Espesor de losa 12 cm• Dimensiones de la losas: 300 cm de

ancho, 400 cm de largo• Altura de muros donde las losas apo-

yan: variable• Espesor de los muros: 15 y 20 cm• Distribución de muros: Caso 1, 2 mu-

ros paralelos y Caso 2, 4 muros peri-metrales

• Número de plantas: 1, 2 y 3

Conocida la deformación libre esperable de la losa debido a la retracción hidráu-lica, se compara este valor con el resul-tado entregado por el análisis numérico, determinándose de esta forma el grado de restricción de la losa en cada uno de sus ejes. Los programas de elementos finitos disponibles en el mercado no per-

Figura Nº 5: Representación gráfica de una losa apoyada en dos y cuatro muros.Aplicación de métodos de elementos finitos

Figura Nº 6: Representación gráfica de una losa apoyada en dos muros perimetrales.Dos y tres plantas.

Aplicación de métodos de elementos finitos

Figura Nº 4: Determinación de las tensiones considerando la relajación por fluencia

miten modelar directamente las deforma-ciones por retracción hidráulica. Lo que se hace en estos casos es representar en el modelo las deformaciones como si correspondieran a una contracción térmica. Como valor del coeficiente de dilatación / contracción volumétrica por temperatura se introduce el valor de la retracción a un tiempo t, siendo t la edad del hormigón de la losa para la cual se quieren determinar las deformaciones o las tensiones.

Evolución de la resistencia a la tracción del hormigón

Para la determinación de la curva de desa-rrollo de la resistencia a la tracción con el tiempo se utilizaron las expresiones exis-tentes para la evolución de la resistencia a la compresión, válidas para edades comprendidas entre los 28 días e infinito. En otras palabras, se estableció que la evolución de la resistencia a la tracción

con el tiempo es similar a la evolución de la resistencia a la compresión.

Para el periodo comprendido entre 0 y 28 días, se establecieron factores basados en la experiencia práctica de los autores, con base a un impor tante número de resultados de ensayos a tracción y com-presión llevados a cabo durante años, en las muchas investigaciones realizadas por ellos a la fecha.

En la Tabla Nº 4 se resumen los factores utilizados:

Riesgo de fisuración

Conocida la curva de evolución de la retracción hidrául ica, conocidas las deformaciones debido a la fluencia del hormigón, considerando la humedad y la tensión aplicada variable en el tiempo, conocida la evolución de la resistencia a tracción del hormigón y los diferentes



grados de restricción, es posible evaluar el riesgo de fisuración de losas de hor-migón. Para ello se construye el Gráfico tensión versus tiempo para cada uno de los doce meses del año, considerando diferentes grados de restricción. En estos Gráficos se incorpora además la evolu-ción de la resistencia a la tracción. El punto de intersección entre la curva de tensiones desarrolladas y la curva de evolución de la resistencia a la tracción representa la edad esperable de fisura-ción del elemento de hormigón.

IV PRESENTACIÓN Y ANÁLISIS DE RESULTADOS

El Gráfico Nº 1 muestra la evolución de las deformaciones por retracción hidráu-lica, en función del trimestre en que se hormigona la losa.

Se observa en el Gráfico una mayor velo-cidad de evolución de la retracción para los trimestres primavera y verano. A los 100 días, si consideramos la humedad relativa promedio anual, la deformación por retracción es 680·E-6 m/m. Si la losa se hormigona en verano, la deformación desarrollada es 830·E-6 m/m, es decir, un 22 % mayor. Si la losa se hormigona en invierno, la deformación desarrollada es 500·E-6 m/m, es decir, un 26 % menor. En relación con la deformación última, con-siderando la humedad promedio anual, esta es 830·E-6 m/m. La retracción última si se hormigona en verano es 980·E-6 m/m, es decir, un 18 % mayor. La retrac-

ción última si se hormigona en invierno es 680·E-6 m/m, es decir, un 30 % menor. Si comparamos la retracción última de la losa cuando se hormigona en verano, respecto de si el hormigonado es en in-vierno, la retracción resulta ser un 44% mayor.

Los Gráficos Nº 2 y Nº 3 muestran las deformaciones por retracción y fluencia de los meses de enero y julio respecti-vamente.

Se observa en los Gráficos que a edades tempranas, en las que la tensión desa-rrollada por la retracción impedida es pequeña, las deformaciones por fluencia también lo son. Las deformaciones por fluencia a los 100 días, para el caso de hormigonado en verano son del orden de -400·E-6 m/m. Para el caso de hormigona-do en verano, estas deformaciones alcan-zan valores del orden de -200·E-6 m/m, es decir, un 50% más bajas. Claramente

Edad(días)

Factor

3 0,31

7 0,74

14 0,93

28 1,00

Tabla Nº 4: Factores de evolución de la resistencia a la tracción

Período entre 0 y 28 días

Punto σ a considerar ε fluencia ε corregida σ corregida

A

(retracción - fluencia)

B

C

Tabla Nº 3: Determinación de las tensiones considerando la relajación por fluencia


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se observa la influencia de las tensiones aplicadas, que son función de las defor-maciones desarrolladas en la losa debido a la retracción hidráulica. Por otra par te, las deformaciones por fluencia permiten corregir la deformación última por re-tracción, produciéndose para el caso de hormigonado en verano una corrección del 39% y en el caso de hormigonado en invierno del 44 %.

Los Gráficos Nº 4 y Nº 5 muestran las tensiones desarrolladas por la retracción, corregidas por fluencia, para distintos gra-dos de restricción, losa hormigonada en enero y julio respectivamente. Además los Gráficos incluyen la curva de evolución de la resistencia a la tracción del hormigón.

Se observa en los Gráficos que el riesgo de fisuración para el caso analizado es muy alto. Solo para el caso en que se tiene un grado de restricción de un 20% y considerando la ejecución de la losa en invierno, es esperable que esta no se fisure. Para Grados de restricción com-prendidos entre 60 y 100%, si la losa se hormigona en verano, es esperable que esta se fisure a los 3 días posterior al término de curado. Para el caso en que la losa se hormigona en invierno, es es-perable que la losa se fisure a los 7 días. La tensión máxima desarrollada cuando la losa se hormigona en verano es 13,8 MPa. Si la losa se hormigona en invierno, esta tensión es 10,7 MPa, es decir, un 23 % menor.

Los Gráficos Nº 6 al Nº 13 muestran los resultados del análisis por métodos nu-méricos en relación con los grados de restricción.

Gráfico Nº 1: Evolución de la retracción según el trimestre de hormigonado

Gráfico Nº 2: Evolución de las deformaciones por retracción y fluencia.Losa hormigonada en enero

Gráfico Nº 3: Evolución de las deformaciones por retracción y fluencia.Losa hormigonada en julio



Gráfico Nº 4: Tensiones en la losa debido a la retracción para distintos grados de restricción.Losa hormigonada en enero

Gráfico Nº 5: Tensiones en la losa debido a la retracción para distintos grados de restricción.Losa hormigonada en julio

El Gráfico Nº 6 muestra el resultado del grado de restricción en la dirección x de una losa de 4,0 · 3,0 m2 según el número de pisos y el espesor de los muros donde esta apoya. En este caso son dos muros dispuestos paralelos a la luz más cor ta.

Se observa en el Gráfico que el grado de restricción en la dirección x es bajo para alturas de muros superiores a 1,5 m. El grado de restricción es prácticamente constante para alturas superiores a 2,0. El espesor del muro influye en el grado de

restricción observándose variaciones de un 2 a 3%. Respecto del número de pisos, se observan variaciones del 5% entre las configuraciones de uno y dos pisos, siendo mayor el grado de restricción para este último caso.

El Gráfico Nº 7 muestra el resultado del grado de restricción en la dirección y de una losa de 4,0 · 3,0 m2 según el número de pisos y el espesor de los muros donde esta apoya. En este caso son dos muros dispuestos paralelos a la luz más cor ta.

Se observa en el Gráfico que el grado de restricción en la dirección y aumenta considerablemente respecto de la direc-ción x. Para el caso de estructuras de un piso y altura de muros superiores a 2,0 m, el grado de restricción es de 50% para muros de espesor 15 cm y de 56% para muros de espesor 20 cm. Para es-tructuras de dos o más pisos, el grado de restricción aumenta a 72% para muros de 20 cm de espesor y a 77% para muros de 15 cm de espesor. Se observa que a par tir de dos pisos el grado de restricción no varía significativamente.

El Gráfico Nº 8 muestra el resultado del grado de restricción en la dirección x de una losa de 4,0 · 3,0 m2 según el número de pisos y el espesor de los muros donde esta apoya. En este caso la losa apoya en cuatro muros.

Se observa en el Gráfico que el grado de restricción en la dirección x, para altura de muros superiores a 2,0 m, es 35% para muros de 15 cm de espesor y de 44% para muros de 20 cm de espesor. Se produce una variación impor tante del grado de restricción en el caso de dos o más pisos. La coacción aumenta a 65% para muros de 15 cm de espesor y a 70% para muros de 20 cm de espesor.

El Gráfico Nº 9 muestra el resultado del grado de restricción en la dirección y de una losa de 4,0 · 3,0 m2 según el número de pisos y el espesor de los muros donde esta apoya. En este caso la losa apoya en cuatro muros.

Se observa en el Gráfico que el grado de restricción en la dirección y, para altura de muros superiores a 2,0 m, es 30%


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Gráfico Nº 6 Gráfico Nº 7





para muros de 15 cm de espesor y de 35% para muros de 20 cm de espesor. Se produce una variación impor tante del grado de restricción en el caso de dos o más pisos. La coacción aumenta a 58% para muros de 15 cm de espesor y a 66% para muros de 20 cm de espesor. Si analizamos los dos Gráficos anteriores se observa que el grado de restricción es mayor en la dirección paralela a la luz mayor de la losa.

El Gráfico Nº 10 muestra el resultado de los grados de restricción en función de la longitud de los muros donde apoya la losa. En este caso son dos muros parale-los, de 20 cm de espesor, con la longitud en la dirección x constante y la longitud variable en la dirección y. Se analiza aquí el grado de restricción en la dirección x.

Se observa en el Gráfico que el grado de restricción en la dirección x varia entre 0 y 12%, para luces comprendidas entre 0 y 5,0 m. Se observa que al aumentar la longitud de los muros, el grado de res-tricción aumenta. El grado de restricción en la dirección x es pequeño. El número de pisos no influye significativamente en el grado de restricción.

El Gráfico Nº 11 muestra el resultado de los grados de restricción en función de la longitud de los muros donde apoya la losa. En este caso son dos muros parale-los, de 20 cm de espesor, con la longitud en la dirección x constante y la longitud variable en la dirección y. Se analiza aquí el grado de restricción en la dirección y.

Se observa en el Gráfico que la influencia de la longitud del muro en el grado de res-tricción de la losa en la dirección y no es significativa. Varía entre 55 y 58%, para longitudes comprendidas entre 0 y 5,0 m. Se observa un incremento impor tante del grado de restricción cuando la estructura está conformada por 2 o más pisos. En este caso el grado de restricción varía de 72% a 82% para longitudes comprendidas entre 0 y 5,0 m.

El Gráfico Nº 12 muestra el resultado de los grados de restricción en función de la longitud de los muros donde apoya la losa. En este caso son cuatro muros perimetrales de 20 cm de espesor, con la longitud en la dirección x constante y la longitud variable en la dirección y. Se analiza aquí el grado de restricción en la dirección x.

Se observa en el Gráfico que el grado de restricción en la dirección x es función de la longitud de los muros. Para una longitud de 0,5 m el grado de restricción es 75%, el cual disminuye a medida que aumentamos la longitud de los muros. Para muros de 5,0 m el grado de restric-ción es 40%. La diferencia es significativa cuando se analiza una estructura de dos o más pisos. En este caso el grado de restricción en la dirección x para muros de longitud de 0,5 m es 90% y para muros de 5,0 m es de 68%.

El Gráfico Nº 13 muestra el resultado de los grados de restricción en función de la longitud de los muros donde apoya la losa. En este caso son cuatro muros perimetrales de 20 cm de espesor, con la longitud en la dirección x constante y la longitud variable en la dirección y. Se analiza aquí el grado de restricción en la dirección y.

Se observa en el Gráfico que la variación del grado de restricción en la dirección y no varía significativamente al aumentar la longitud de los muros. Se observa para estructuras de un piso que se produce un mínimo cuando los muros tienen una lon-



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gitud de 2,25 m cuyo valor es 42%. Para muros de 5,0 m de longitud el grado de restricción es 45%. Se observa un incre-mento impor tante del grado de restricción en estructuras de 2 o más pisos. Para las longitudes de los muros analizados aquí el grado de restricción es del orden del 77%. Si analizamos en conjunto este Gráfico con el Gráfico Nº 11 se observa que el grado de restricción en la dirección y es mayor cuando la losa está apoyada en dos muros paralelos. Las diferencias son de un 12% para estructuras de un piso y de 19% para estructuras de 2 o más pisos.

V CONCLUSIONES

La metodología expuesta en el presente ar tículo debe entenderse como una pro-posición inicial en el largo camino que es necesario recorrer para definir un proce-dimiento que permita evaluar el riesgo de fisuración en losas de hormigón armado. En este contexto, los autores están desa-rrollando en la Escuela de Construcción Civil de la PUC una línea de investiga-ción en el campo de las deformaciones impuestas y quisieron presentar aquí un avance de los trabajos desarrollados a la fecha.

En esta primera etapa se han considerado solo las restricción externas, dejando para una segunda etapa la incorporación de las armaduras, lo cual claramente mo-dificará el estado tensional y los grados de restricción a la libre deformación del hormigón.

Como conclusiones de la aplicación de la metodología en esta primera etapa pode-mos mencionar:

• La época de hormigonado influye signi-ficativamente en el nivel tensional que se desarrolla en losas de hormigón, por tanto, en el riesgo de fisuración de estas. En el caso analizado, se ob-servaron diferencias en la deformación a los 100 días del orden de un 40% mayor cuando la losa se hormigona en verano respecto de cuando esta se ejecuta en invierno.

• Las deformaciones por fluencia con-siderando variable la tensión aplicada en el tiempo, permitieron reducir las tensiones a tiempo infinito debido a la retracción impedida en un 39% si la losa se hormigona en verano y un 44% si es en invierno.

• El riesgo de fisuración de losas fa-bricadas con hormigones H30, con altas dosis de cemento y agua, es muy elevado. La reducción de las tensiones debido a la relajación por fluencia no impide que para grados de restricción comprendidos entre 70 y 100% sea esperable que la losa se fisure en la primera semana posterior al curado.

• Respecto de los grados de restricción es posible afirmar que en losas apoya-das en todo su contorno, el grado de restricción es más alto en la dirección paralela a la luz mayor de la losa. Se cumple que el grado de restricción en el eje x respecto del grado de restric-ción en el eje y está en directa relación con las dimensiones de la losa.

El grado de restricción de losas de 4,0·4,0 m2 apoyadas en todo su contorno, que forman par te de estructuras de 2 o más pisos, es del orden del 70%.

Se demuestra en el análisis realizado que a medida que aumenta la longitud de los muros en la dirección y el grado de res-tricción en el punto de intersección de los muros disminuye en la dirección x. Lo anterior debido a que en la dirección paralela al eje x aumenta la fuerza movi-lizada por la retracción.

Si bien el aumento del grado de restric-ción en estructuras de 2 pisos respecto de estructuras de 1 piso es significativo, aumentos en el número de pisos sobre 2 dejan de influir en el grado de restricción de las losas ubicadas relativamente en el piso 1.

No se observan variaciones significativas en el grado de restricción de las losas en relación con la altura de los muros cuando dicha altura está comprendida entre 1,5 y 3,0 m.



VI BIBLIOGRAFÍA

1.- Masana Petersen, Cristian Ernesto. Tesis de Magíster, dirigida por Carlos Videla. Fa-cultad de Ingeniería. Pontificia Universidad Católica de Chile. Santiago de Chile, año 2001.

2.- Código Modelo CEB-FIB 1990. Grupo Es-pañol del Hormigón. España, año 1990.

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5.- ACI 209 (1999), Factors Affecting Shrink-age, Creep and Thermal Expansion of Concrete and Simplified Models to Predict Strains (Discusión Nuevo Documento), ACI 209 Draft Repor t Nº 2.

6.- DELIBES, A . (1993), Tecnolog ía y Propiedades Mecánicas del Hormigón, Capítulo 3, Retracción, Instituto Técnico de Materiales y Construcciones, Barce-lona, España.

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10.- SAKATA, K. (1993), Prediction of Con-crete Creep and Shrinkage, Proceed-ing of 5th International RILEM Sympo-sium (Concreep5), Barcelona, España, pp. 649 – 654.

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Proposición de un Método de Predicción del Número

y Ancho de las Fisuras Probables, Generadas por Deformaciones Impuestas

Coaccionadas

Autores: Ricardo Giani del Ch.1, Benjamín Navarrete F.2

1. Constructor Civil2. Dr. Ingeniero de Caminos Canales y Puertos,

Universidad Politécnica de Madrid, España

Docentes Escuela de Construcción Civil, Pontificia Universidad Católica de Chile

emails: [email protected], [email protected]


Proposal of a Prediction Method of Probable Number and Width Cracking, Generated by Restricted Imposed Deformations

Los métodos de control del ancho de las fisuras por deformaciones impuestas, entendiendo como tales las derivadas de retracción hidráulica y térmica, como por ejemplo el propuesto por el código CEB, asumen que los esfuerzos derivados de la retracción impedida, en su límite superior, pueden ser tratados como los producidos por cargas directas, aun reconociendo los diferencias conceptuales existentes respecto de su origen y compor tamiento.En general el uso de estos métodos y en par ticular el propuesto por el código CEB, teóricamente permite determinar la cuantía de acero mínima necesaria para evitar se supere su límite de fluencia, en elementos sujetos a deformaciones impuestas fuer temente coac-cionadas, sin embargo, no permite controlar en forma eficiente el ancho de las fisuras posibles y no da luces respecto de la intensidad de fisuración esperable, todas ellas limitaciones que reducen su aplicabilidad.Por otra par te si consideramos el efecto de la existencia de fisuras visibles en la estética, durabilidad y habitabi-lidad de las estructuras, resulta evidente que cualquier modificación del método propuesto, que permita un mejor acercamiento a la realidad del problema, implica un avance considerable en la posibilidad de controlar los efectos patológicos de las deformaciones impues-tas coaccionadas.

Palabras clave: hormigón, retracción, contracción térmica, fisuración.

Resu

men

Abst

ract The width cracking control by imposed deformations

methods, understanding that cracking derive of drying and temperature shrinkage, like is for example, the method proposed by the CEB code, assumes that the stresses derive from the restricted shrinkage, in their superior limit, can be treated like the produced by direct loads, even recognizing the existing conceptual differences respect to their cause and behavior.

In general using these methods and particularly the proposed one by the CEB code, theoretically allows to determine the minimum steel reinforcement ratio necessary to avoid surpasses its creep limit in elements holding to strongly imposed deformations compelled, nevertheless, creep does not allow to control in efficient way the wide of the possible cracks and it does not give to lights respect to the intensity of expectable cracking, all of those limitations that reduce their applicability.

On the other hand if we consider the existence of visible cracks effect in the structures aesthetic, durability and habitability, it’s evident that any modification of the proposed method, that allows a better approach to the reality of the problem, implies a considerable advance in the possibility of controlling the pathological effects of the imposed restricted deformations.

Key words: concrete, drying and temperature shrinkage, cracking.


Benjamín Navarrete F., Ricardo Giani del Ch.

I AnálIsIs del efecto de lAs deformAcIones, Por retrAccIón hIdráulIcA y térmIcA coAccIonAdAs, sobre elementos lIneAles

Para analizar las tensiones originadas por deformaciones impuestas, existentes en un punto cualquiera de una estructura, primeramente debemos tener presente que, en el hormigón, dichas tensiones son directamente proporcionales al impe-dimento a la libre deformación, presente en dicho punto, mientras que, en el acero, las tensiones generadas dependen del tipo de retracción a la que esté sometido el elemento. A este respecto, considerando que las armaduras no sufren retracción hidráulica y que se oponen a dicha retrac-ción, resulta evidente que las tensiones, generadas en el acero de refuerzo por la retracción hidráulica del hormigón, son directamente proporcionales a su defor-mación, impuesta por la contracción del hormigón, por el contrario, en el caso de la retracción térmica, como el hormigón y el acero tienen el mismo coeficiente de dilatación lineal y por consiguiente se deforman juntos, la restricción a la libre deformación existente en un punto cual-quiera de una estructura da origen, en el acero, a tensiones directamente propor-cionales a la deformación impedida.

Desde este punto de vista, en un elemento lineal de hormigón armado, sometido a retracción hidráulica y térmica combi-nadas y fuer temente coaccionado por empotramientos rígidos, que le impiden toda deformación (Kr = 1), como el que se indica en la Figura Nº 1, antes de ge-nerarse la 1a fisura la retracción presente en el hormigón trata de acor tar longitudi-

nalmente al tirante, pero la coacción de los apoyos se lo impide, dando origen a esfuerzos de tracción, en toda la sección del hormigón, cuyo valor es directamente proporcional a la retracción combinada impedida presente en dicho punto, de acuerdo a la siguiente relación:

ƒct = Kr·εcs·Ec para εcs = εcT +εcH

Donde:

ƒct : tensión de tracción en el hormigón generada por retracción combinada

εcH : Retracción hidráulica libreεcT : Retracción térmica libreεcs : Deformación total libre por retracción

(térmica + hidráulica)Kr : grado de restricción existente, en

este caso 100%Ec : Módulo de deformación bajo carga

lenta del hormigón, más o menos modificado por la fluencia corres-pondiente a las tensiones medias existentes durante el t iempo t, de permanencia de dichas tensiones, considerado

Por otra par te, si analizamos las tensio-nes en el acero, se tiene que:

• Mientras no se produzca la 1a fisura, la retracción hidráulica del hormigón no genera tensiones de tracción signi-ficativas en el acero de refuerzo, dado el impedimento a su deformación exis-tente.

• Contrariamente a lo indicado para la retracción hidráulica, la retracción tér-mica existente, antes de la 1º fisura, genera en el acero tensiones de trac-ción directamente proporcionales al grado de restricción presente, en este caso el 100%.

σs = Kr · εcT · Es siendo Kr = 1, por lo que σs = n·ƒcT

Consecuentemente con lo anterior, en un tirante sometido a retracción hidráulica y térmica combinadas, fuer temente coac-cionadas por empotramientos rígidos, antes de la 1a fisura, la tensión de trac-ción en el hormigón será directamente proporcional a la deformación hidráulica más térmica impedida, mientras que la tracción en el acero dependerá únicamen-te de la retracción térmica coaccionada, por lo que su valor, en conjunto, difiere de n·σc, valor generalmente utilizado en la literatura técnica al respecto.

En este contexto, a medida que la retrac-ción evoluciona, el hormigón se ve some-tido a esfuerzos de tracción crecientes, los que necesariamente darán origen a una fisura cuando su valor alcance la menor resistencia a tracción presente en el elemento sujeto a retracción, co-rrespondiente al punto donde exista la mayor discontinuidad o defecto, la que, para fines prácticos, puede considerarse aproximadamente igual a ƒct.0,05.

Cuando:

el hormigón se fisura.

figura nº 1


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Haciendo εcH + εcT = εcs

εcs · Kr · Ec ≥ƒctk.0,05 formación 1a fisura.

Al formarse la primera fisura, la tensión del hormigón presente en el área fisura-da, se relaja y es traspasada al acero de refuerzo donde se suma a la preexistente, lo que genera un brusco estiramiento del acero de refuerzo y un ligero deslizamien-to en su funda de hormigón.

En consecuencia, en la fisura, la tensión del hormigón se vuelve nula:

σc = 0

y la del acero se incrementa según:

Por otra par te, inmediatamente después de formada la 1a fisura se produce la siguiente redistribución de esfuerzos:

• En la fisura la tensión del acero al-canza su máxima tensión de tracción mientras que la del hormigón se relaja completamente.

• A cada lado de la fisura el acero va traspasando nuevamente par te del es-fuerzo al hormigón por adherencia, hasta que a una distancia , denomi-nada longitud de traspaso, el acero y hormigón trabajan de manera conjunta, principalmente a esfuerzos de trac-ción.

• Paralelamente al fenómeno descrito en el párrafo anterior, debe considerarse que al formarse la 1a fisura, el valor de la retracción coaccionada se re-duce en cualquier punto del elemento

sujeto a deformación impedida y por consiguiente lo hacen las tensiones preexistentes, ya que su valor es di-rectamente proporcional al grado de restricción presente en dicho punto.

• Finalmente, la reducción de la restric-ción externa resultante, movil iza la restricción interna, generada por las armaduras, sobre la proporción de la retracción hidráulica liberada por la fisura, dando origen en las armaduras, a esfuerzos adicionales de compresión a cada lado de ella y en el hormigón a esfuerzos de tracción, estos últ i-mos concentrados principalmente en la inter fase acero hormigón.

De acuerdo al análisis realizado, la fisu-ración del hormigón sujeto a retracción combinada implica la ocurrencia de una serie de fenómenos simultáneos e inter-dependientes, cada uno de los cuales modifica la distribución y magnitud de los esfuerzos preexistentes en el elemento sujeto a deformación, lo que en conjunto presenta un problema complejo, difícil de cuantificar adecuadamente.

Por otra par te, en el caso específico de un elemento de hormigón sujeto a defor-maciones impuestas totalmente coac-cionadas, la deformación del hormigón liberada por la fisura es aproximadamente igual al ancho de dicha fisura ya que la longitud L, entre apoyos, se mantiene constante, hecho que difiere del caso de deformación por efecto de una fuerza de tracción externa al tirante, donde el acero y el hormigón se alargan en forma diferencial.

Si aceptamos la premisa anterior y no se considera momentáneamente, el efecto restrictivo de las armaduras, una primera aproximación a dicha deformación puede calcularse mediante la relación general propuesta por el código CEB 1993:

Deformación liberada = Ancho fisura =

Siendo σs2

Suponiendo, para la 1a fisura, que la re-sistencia mínima a tracción del hormigón en la longitud del tirante, es aproximada-mente igual al valor inferior de la resis-tencia característica a tracción para un 95% de nivel de confianza, (ƒct.0.05), el que puede determinarse en forma aproximada utilizando la relación:

donde: ƒck = Resistencia característica del hormigón a compresión, en kgf/cm2.

Se tiene que: Kr · Ec (εcH + εcT) = ƒct.0.05 y por consiguiente:

Lo que implica

Siendo:

w0 : Ancho de la fisura, sin considerar la restricción interna del acero sobre la retracción hidráulica



ƒctk0.05 : resistencia mínima a tracción del hormigón en la longitud del tirante

Act : Área del hormigón traccionadaAs : Área de acero perpendicular a

la sección traccionadaEs : Módulo de elasticidad del ace-

ro aproximadamente 2.100.000 kgf/cm2

β : 0,6. Factor de integración de las deformaciones, consideradas aproximadamente parabólicas

máx = 2 : Distancia máxima de tras-paso de esfuerzos del acero al hormigón

Si el elemento se encuentra sometido solo a retracción térmica, la relación an-terior representa, en forma aproximada la deformación del hormigón permitida después de la aparición de la 1a fisura, sin embargo, si el elemento está sujeto a retracción combinada (térmica + hidráu-lica), como ocurre normalmente, nec-esariamente debe corregirse la relación propuesta considerando el efecto restric-tivo de las armaduras sobre la proporción de la retracción hidráulica liberada.

Para tomar en cuenta dicho efecto debe conocerse la proporción de cada tipo de retracción presente al momento de generarse la fisura, la que se producirá cuando:

Kr (RT + RH) · Ec = ƒctk0.05

En este contexto, la tensión generada por retracción hidráulica puede expresarse como:

ƒctH = SH · ƒctk.0.05

siendo

la proporción de retracción hidráulica presente al momento de producirse la fisura.

Análogamente la tensión provocada por retracción térmica vendrá dada por:

ƒct.T = ST ·.ƒctk.0.05

siendo

la proporción de ret racción térmica presente al momento de producirse la fisura.

Y necesariamente ƒctT + ƒctH = ƒctk.0.05

De lo anterior resulta que:

Donde:

w1 : el ancho de la fisura corregido con-siderando el efecto de la restricción interna sobre la retracción hidráuli-ca liberada al formarse la fisura

SH : Proporción de la retracción hidráu-lica presente al formarse la fisura, cuyo valor está comprendido entre 0 y 1

ST : Proporción de la retracción térmica presente al formarse la fisura, cuyo valor está comprendido entre 0 y 1

1/(1+ nρ) : relación que representa el efecto restrictivo de las armadu-ras sobre la retracción hidráulica presente

Sobre la base de lo expuesto, la restric-ción remanente después de la 1a fisura, puede estimarse aproximadamente como sigue:

Evidentemente en el caso de empotra-miento per fecto, como el analizado en este caso, la deformación libre tiende a 0 por lo que Kr = 1.

El valor de la retracción impedida presen-te en el instante anterior a la formación de la 1a fisura, así como de las siguientes, es necesariamente igual a la necesaria para que se forme la fisura, por lo que su valor viene dado por , donde ƒct es la resistencia a tracción mínima, existente en el tirante al momento de generarse la fisura, L la distancia entre apoyos y Ec el módulo de deformación bajo carga lenta afectado por la fluencia presente.

Consecuentemente con lo anterior, des-pués de haberse producido la 1a fisura y más precisamente en el instante previo a la formación de la segunda, el grado de restricción generado por los apoyos puede expresarse como sigue:

Operando en la relación propuesta se obtiene finalmente

Expresión en la que, para el cálculo de máx, puede utilizarse la relación propuesta por el código CEB.


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Si después de haberse generado la 1a fisura, la retracción sigue evolucionando hasta un punto en el que su par te impe-dida, por la restricción a la libre deforma-ción remanente, Kr1, alcance nuevamen-te la tensión de tracción del hormigón, correspondiente al segundo punto más débil existente en el elemento sujeto a deformación, se producirá una segunda fisura y una nueva redistribución del es-fuerzo, de las mismas características que la analizada para la 1a fisura.

En este caso, como no es prácticamente posible conocer la resistencia a tracción del segundo punto de mayor disconti-nuidad existente en el elemento sujeto a deformación, para determinar la posibili-dad de una segunda fisura, así como para las siguientes, puede aceptarse como resistencia a tracción del hormigón a su resistencia media, ƒctm.

Consecuentemente, la reducción del gra-do de restricción para m fisuras vendrá dado por:

Evidentemente la restricción mínima se producirá cuando m·máx = L.

Del análisis anterior se desprende que el proceso de fisuración continuará mien-tras ocurra que:

m·máx ≤ L, o bien hasta que

Siendo m el número máximo de fisuras posibles y Krm la restricción remanente después de haberse formado la emésima fisura.

Consecuentemente con lo anterior, el nú-mero máximo de fisuras posibles vendrá dado por m = máx/L, lo que implica la existencia de una alta densidad de fisuras finas, muy probablemente con un ancho inferior a 0,3 mm, situación que en la prác-tica se produce en elementos fuer temente armados. Por otra par te, en elementos con cuantías de acero moderadas, como ocurre normalmente en el caso de losas y muros, la longitud de traspaso de tensiones es mayor y por consiguiente se produce una mayor reducción del grado de restricción después de cada nueva fisura, lo que impli-ca la posibilidad de alcanzar un valor de Krm tal que: Krm·εcs.máximo·Ec < ƒct, con un número de fisuras inferior a m. En este último caso las fisuras generadas serán necesariamente más anchas y distanciadas.

El análisis realizado hasta este momen-to, considera que inicialmente el tirante estaba sometido a un grado de rigidez igual a 1 (100%), lo que evidentemente no siempre se presenta.

En el caso más genérico, en el que inicial-mente el grado de restricción es menor a 1, la relación que determina el valor de Krm, existente al formarse la emésima fisura viene dado por:

Siendo X el cuociente entre la deforma-ción permitida y la impedida por el sis-tema de apoyo, en el elemento sujeto a deformación.

Como 1 + X= 1/Kri , siendo Kri el valor de la restricción inicial, antes de la aparición de la primera fisura, la relación anterior puede expresarse como sigue:

Evidentemente para Kri =1, la relación propuesta se transforma en la deduci-da para empotramientos infinitamente rígidos.

Resumiendo lo expuesto, el número de fisuras posibles, en cualquier fase del desarrollo de la retracción, depende del grado de restricción inicial, existente en el elemento sujeto a retracción y de la re-ducción a dicha restricción generada por cada nueva fisura. Desde este punto de vista, si el grado de restricción mínimo es igual o superior al necesario para generar en el hormigón la tensión de rotura ƒct, es decir, Krmínimo·εcs Ec ≥ ƒct, se deberían formar, al menos, un número de fisuras igual a L/m·máx, en caso contrario el nú-mero de fisuras posibles corresponderá a las necesarias para reducir el grado de restricción existente a un valor tal que:

Cuando esto ocurra, la tensión del hor-migón, en la zona L – m·máx, se vuelve inferior a la resistencia a tracción ƒctm, correspondiente a la última fisura, ha-ciendo imposible la formación de nuevas fisuras.

En el análisis del procedimiento de control de la fisuración propuesto resulta eviden-te la necesidad de tener presente el relevo de tensiones, producido por fluencia del hormigón sometido a tensiones crecien-



tes en el tiempo, la que se expresa como una reducción progresiva del valor de Ec, hasta alcanzar el límite de fluencia que le es propio y el incremento de la resistencia a tracción del hormigón en el tiempo, fenómenos que, dentro de cier tos límites, permiten reducir el número y ancho de las fisuras posibles. Desde este punto de vista, la implementación de cualquier sistema de protección, que implique una evolución más lenta de la retracción com-binada y par ticularmente de la retracción térmica, debiera permitir reducir, tanto el riesgo de fisuración como la aber tura de las fisuras posibles.

II AnálIsIs del Ancho máxImo medIo de lAs fIsurAs PosIbles

Como para el cálculo de la reducción progresiva del grado de restricción se ha considerado que la deformación libera-da, después de cada fisura, corresponde aproximadamente a la deformación dife-rencial del acero en la longitud máx, re-sulta lógico pensar que el ancho máximo teórico de las fisuras posibles, debería estar definido por la misma relación uti-lizada:

No obstante lo anterior, si se analiza la relación propuesta para el cálculo de la reducción progresiva de la coacción, ejercida por los apoyos sobre la l ibre deformación, se puede observar que la curva que representa dicha reducción no es lineal sino parabólica, lo que implica que el ancho de las fisuras posibles no es uniforme, como presupone el cálculo en función del traspaso de tensiones en

la longitud máx sino que va decreciendo a medida que se forman nuevas fisuras, hecho que corresponde a lo observado en la práctica. La reducción progresiva del ancho de las fisuras se debe aparen-temente al hecho que par te de la defor-mación liberada por cada nueva fisura se repar te en las anteriores.

Por otra par te, el cálculo del ancho de fi-suración en función de la longitud de tras-paso utilizada, no considera la reducción de tensiones, en la longitud del tirante, que se genera después de la formación de la última fisura posible, cuando el número de fisuras es inferior a (m · máx/L).

Del análisis anterior se concluye que:

• Las fisuras posibles no tienen un ancho constante, siendo esperable que, al final del proceso de fisuración, la 1a de ellas tenga el mayor ancho y la última el menor.

• Si el número de fisuras posibles es inferior a m = L/máx. al generarse la última fisura la tensión remanente en el hormigón del tirante es inferior a ƒctm/Ec, lo que reduce la tensión utili-zada para el cálculo del ancho de las fisuras.

En consideración a lo expuesto, para el cálculo del ancho medio máximo de las f isuras generadas por deformaciones impuestas, resulta aparentemente más representativo el uso de la siguiente re-lación:

Donde:

εcs : Retracción combinada, térmica + hidráulica, considerada

Kr : Grado de restricción inicial, antes de formarse la 1a fisura

Km : Grado de restr icción remanente después de formarse la emésima fisura

L : Longitud del elementom : número de fisuras

Como se ha dicho, la relación propuesta representa el ancho medio máximo de las fisuras posibles, por lo que el ancho probable de cada fisura, supuesta una longitud de traspaso de tensiones igual a máx = 2 viene definido por la relación:

Wi = εcs · (Krn – Krn+1) · L

III ejemPlo de APlIcAcIón

Consideremos una viga de 30 x 40 cm y 6 m de longitud, armada con 6 φ de 16, distribuidos uniformemente, 3 en la cara superior y 3 en la inferior, sujeta simultáneamente a una retracción hid-ráulica de 600 x10-6 m/m y térmica de 200 x 10-6 m/m después de 6 meses de materializada la viga y empotrada en am-bos extremos en apoyos infinitamente rígi-dos que le impiden toda deformación.

En este caso, aceptando que ambos tipos de retracción evolucionan manteniendo constante la relación entre el las, que el módulo de deformación medio del hormigón en el periodo considerado es Ec = 110.000 kgf/cm2 y la resistencia media a tracción del hormigón alcanza un valor de 35 kgf/cm2, se tiene:


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SH = 0,75 de (RH + RT),ST = 0,25 de (RH + RT)ρ = 0,01n = 2.100.000/110.000 = 19,1

Para verificar la posibilidad de fisuración del elemento, consideremos que la 1a fisura se formará si la tensión generada por retracción combinada supera la re-sistencia a tracción mínima del hormigón, cuyo valor, aceptando que ƒct.0.05 = 0,54 ƒctm es del orden de 19 kgf/cm2. Como la tensión generada, considerando el valor de Ec medio indicado, supera enorme-mente la resistencia mínima a tracción necesariamente el elemento se fisura.

εcs Ec >> ƒct.0.05

0,0008 · 110.000 = 88 kgf/cm2

>> 19 kgf/cm2

A este respecto debe tenerse presente que, a la fecha de formarse la 1a fisura, el valor de Ec era necesariamente más alto que el considerado y su resistencia a tracción más baja, lo que reafirma la existencia de a lo menos una 1a fisura.

Aceptando que el hormigón de fisura:

máx = 50 cm (para el valor de τ =1,6ƒct, propuesto por el código CEB 93)

Como el número máximo de fisuras posi-bles, m, viene dado por max/L, entonces m = 12.

Sobre esta base calculemos la reduc-ción progresiva del grado de restricción mediante la relación propuesta:

Introduciendo los valores de este caso en la relación de Krm se obtiene la infor-mación contenida en la Tabla Nº 1 y en el Gráfico Nº 1.

Por otra par te si calculamos la defor-mación máxima admisible sin fisuración del hormigón después de la 1a fisura se tiene:

Deformación máxima admisible = ƒctm/Ec = 35 kgf/cm2/110.000 kgf/cm2 = 0,000318

Valor que corresponde, para la retrac-ción presente, a un grado de restricción igual a:

Kr · εcs = Deformación admisible o bien Kr = Deformación admisible/εcs

Consecuentemente, cuando Kr se reduzca a una valor inferior a 0,000318/0,0008 = 0,397, el hormigón no puede seguir fisu-rándose, por lo que, de acuerdo al cuadro de Kr presentado, implica que sólo es posible que se formen 10 fisuras y no 12 como lo supuesto inicialmente. Se debe tener presente que con 9 fisuras la coac-ción remanente es igual a 0,419, valor que supera el determinado para el término del proceso de fisuración, mientras que, con 10 fisuras, desciende a 0,393, valor inferior al máximo permitido

Desde este punto de vista el ancho medio de las fisuras posibles puede determinar-se utilizando:

El valor obtenido representa el ancho máximo medio de las fisuras posibles, sin embargo el método permite prede-cir el ancho máximo probable de cada fisura, utilizando la reducción del grado de restricción, generado por la forma-ción de cada nueva fisura, en la relación Wi = εcs · (Krn – Krn+1) · L y por lo tanto obtener una mejor dimensión del pro-blema.

IV conclusIones

El método propuesto incluye considera-ciones que difieren de lo generalmente planteado en los métodos de control de fisuras por retracción combinada impe-

fisura nº Kr

1 0,866

2 0,764

3 0,683

4 0,618

5 0,564

6 0,519

7 0,481

8 0,447

9 0,419

10 0,393

11 0,383

12 0,374

tabla nº 1

Gráfico nº 1



dida y permite realizar algunas conclu-siones que creemos apor tan a un mejor entendimiento del problema analizado.

A este respecto cabe mencionar lo si-guiente:

• El método propuesto distingue el dife-rente efecto de la retracción hidráulica respecto de la térmica, ya que la re-tracción hidráulica impedida no genera tensiones en el acero mientras que en el caso de retracción térmica el esfuer-zo de tracción del acero es equivalente a n·σc, debido a que ambos materiales, acero y hormigón, tienen un coeficiente de dilatación lineal muy similar, dentro de un amplio margen de temperatu-ras.

• De lo indicado en el párrafo anterior se desprende necesariamente que la tensión del acero originada por retrac-ción combinada analizada en conjunto difiere de n·σc, condición generalmente admitida en la literatura al respecto.

• En elementos sometidos a retracción fuer temente coaccionada, como la dis-tancia entre apoyos debe mantenerse constante, después de cada fisura la deformación total liberada es equiva-lente a la suma del ancho de las fisuras presentes, consideración que difiere totalmente del caso de fisuras debidas a tracción generada por fuerzas exter-nas.

• A medida que el elemento se fisura el cuociente entre la retracción impedi-da y la deformación total decrece, de acuerdo a una curva parabólica que representa la reducción del grado de

coacción, lo que implica que necesa-riamente el ancho de las fisuras no es constante sino que se reduce progre-sivamente.

• Finalmente el método demuestra que el número de fisuras posible puede ser inferior a m = máx/L, cuando el grado de restricción remanente, después de haberse formado la fisura m-x, alcanza un valor inferior a la deformación ad-misible, sin fisuración del hormigón, condición que solo es posible en el caso de deformaciones impuestas.

De las consideraciones y conclusiones entregadas se desprende que el problema de fisuración por deformaciones impues-tas difiere conceptualmente y en par te numéricamente del caso de fisuración por cargas directas, por lo que creemos que su inclusión en el modelo propuesto permite un mejor acercamiento al fenó-meno.

V comentArIos y lImItAcIones

El método propuesto pretende ser solo un mejor acercamiento al problema de fisuración por deformaciones impuestas, ya que en él par ticipan muchas varia-bles que interactúan entre sí y que son prácticamente imposibles de modelar adecuadamente, tales como el número, ubicación e impor tancia de las zonas de discontinuidad presentes en el elemento sujeto a deformación, la evolución de las resistencias mecánicas y de la fluencia bajo carga lenta, las condiciones am-bientales a que se encontrará expuesto y la adherencia real entre acero hormi-gón sujeto a un desarrollo de tensiones que progresan lentamente en el tiempo,

entre otras variables que influyen en el problema.

Por otra par te, resulta evidente que el análisis realizado y las relaciones pro-puestas son solo válidas cuando la retrac-ción presente se encuentra fuer temente coaccionada y por consiguiente se gene-ran principalmente esfuerzos de tracción pura, en caso contrario puede producirse deflexión en dichos apoyos, lo que da ori-gen a momentos flectores en el elemento sujeto a retracción cuyos efectos no han sido estudiados en el presente trabajo. A este respecto debe hacerse presente que la presencia de momentos flectores normalmente va asociado a grados de restricción bajos y que por consiguiente no producen un riesgo impor tante de fisu-ración por el efecto aislado de retracción impedida.

Por último, cabe mencionar que para lo-grar un mejor acercamiento a la realidad del problema, en las relaciones propues-tas es posible considerar, utilizando los modelos de predicción adecuados, la evolución de la resistencia a tracción del hormigón y del desarrollo de la fluencia en el tiempo, lo que en cier to modo pue-de mejorar la capacidad de predicción del modelo propuesto, no obstante lo cual debe tenerse presente que, dado el número de variables que interactúan y la impor tante incer tidumbre asociada a gran par te de ellas, el error asociado al uso del modelo es prácticamente impredecible.


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VI bIblIoGrAfíA

1. Código Modelo CEB-FIB 1990. Grupo Es-pañol del Hormigón. España, año 1990.

2. 207.2R-95: Effect of Restraint, Volume Change, and Reinforcement on Cracking of Mass Concrete (Reapproved 2002).

3. GEHO (1996). Estado Límite de Fisuración en el Hormigón Estructural, Grupo Español del Hormigón, CEB Comisión II, diciembre, 1996.

4. NEVILLE, A.M. (1996), Elasticity, Shrinka-ge and Creep, Proper ties of Concrete, John Wiley and Sons.

5. ACI 209 (1997), Factors Affecting Shrinka-ge, Creep and Thermal Expansion of Con-crete and Simplified Models to Predict Strains (Discusión Nuevo Documento), ACI 209 Draft Repor t Nº 2.

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7. AVRAM, C. (1981), Concrete Strength and Strains, Elsevier Scientific Publishing Company, Amsterdam.


TITULADOS 2006Acuña Baltierra Waldo RubénAcuña Farías Álvaro GermánAcuña Farías Fernando MauricioAcuña Gennero Carolina AntonietaAjenjo Henríquez Ignacio AntonioAllers Hachke Max AlfredoAltamirano Tello Gustavo EduardoÁlvarez Galaz Paulina AlejandraAngulo Burgos Rodrigo LeonardoAranda Cozzi María AlejandraAraneda Fuentes Mauricio AndrésAránguiz Maturana Sandra PatriciaAravena Guerrero Cristián FernandoAraya Cárdenas José Miguel ÁngelAros Velásquez Luis EstebanAstorga Arriagada Cristián MauricioÁvila Trejo Daniela - MEJOR MEMORIA DE TITULACIÓN

Balmaceda García Rolando MiguelBarros Castillo MatíasBeard Moreira Andrea CarolinaBecerra Aspee Andrea PazBenavides Soto Francisco JavierBlum Cervilla Rodrigo - MEJOR EXAMEN ESCRITO

Bocic Carrasco Carlos AlfredoBravo Reveco Daniel AlejandroBurboa González Rocío JavieraBurgueño Cuevas CarlaCáceres Rojas Ingrid PaolaCárcamo Gallegos Rodolfo Eduardo AndrésCastro Alfaro Patricio IvánCastro Miranda María AntonietaCatinello Leigh Franco LionelCelis Contardo María MacarenaCerda Almonacid César JesúsCerda Pérez Carolina CeciliaCofré Vergara María Francisca - MEJOR PROMEDIO DE TITULACIÓN

Conrads Rubilar José IgnacioContreras Quezada Julián AntonioContreras Vásquez Lidio EduardoCornejo Arellano Héctor ArielCor tés Cor tés Miguel ÁngelCor tés González Javier AlejandroCor tés Urrutia Johanna MacarenaCor tés Villarroel Iván PatricioDe Moras Alvarado Carlos Alber toDelgado Pavez Juan MarceloDíaz Pino Luciano AndrésDonati Sanhueza Cristián AndrésDueñas Rivera Patricio SalvadorDurán Peña Jenny LauraEspinoza Correa Patricio EstebanEstelles López José LuisEsteve Arroyo Andrés IvánEyssautier Astudillo Paula AndreaFaúndez Cuevas Rodrigo Octavio

Figueroa Iturra Rodrigo AndrésFigueroa Ramírez Rafael IgnacioFor tune Zúñiga Alice LorenaFreire Abad Sebastián RafaelFrías Rodríguez Juan AndrésFrugone Rau GianfrancoFuentes Dellepiane Jessica del CarmenFuentes López Pablo Ar turoGana Fernández ValentinaGana Rojas Claudio AntonioGarcía Chevesich Constanza RaquelGeisse Ovalle Cristián LuisGodoy Godoy Natalia InésGómez Aguirre Carolina PaolaGonzález Canto Patricio NibaldoGonzález Goye René EduardoGonzález Hodar Felipe AntonioGonzález Or tiz José LuisGrandón Cofré Ximena PatriciaGrandón Meléndez Cristián AndrésGras Carmona José IgnacioGuajardo Letelier Hernán AlejandroHerrera Fuentes Cristián AndrésHerrera Pérez Ariel AlejandroHirane Hirmas Sergio IgnacioHolmes Harvey Michael AnthonyHormilla Cardet María del PilarHot Kleinsteuber Pascale CatherineIllanes Aránguiz Catalina AndreaKind Loyola Carolina SolangeLagos Dittborn Gabriel AlfonsoLagos Herrera Ricardo AndrésLagos Leal Andrea TeresaLamber t Caro Felipe MauricioLara Riquelme Catherine BetzabéLarco Laurent Sebastián NicolásLayera Navarro Cristóbal FelipeLillo Zurita Pablo AndrésLlanos Pinchar t Sebastián JoséLópez Espinoza Sheila TaniaMachuca Corrales Elizabeth AndreaMakuc Cifuentes Gladys MarciaMaqueira Jaque Johan EduardoMarchant Miranda Mario JesúsMargarit del Solar PamelaMar tínez Chiesa Roal AnthonyMar tínez Correa CarolinaMauro Caroca Marcelo Mar tínMéndez Schafer Rodrigo FernandoMendoza Badtke Carlos GustavoMenéndez Loyola Eduardo FelipeMichea Díaz Ricardo AndrésMichell Fuenzalida Osvaldo EugenioMihalicka Contreras Patrick WilliamMiño Aliaga Alejandro Marcelo


POSTÍTULO ADEC(Administración de Empresas Constructoras)

Miranda Iñiguez Francisco AndrésMolina Lerdo de Tejada Viviana AlejandraMollelnhauer Carrasco Christian JonathanMonje de la Peña PaulaMontecinos Gómez Pablo MiguelMontoya San Mar tín Carolina AngélicaMoraga Méndez Mauricio DanielMorales Gaete Bruno Alber toMorales Mar tínez Ariel FernandoMorán Sepúlveda Rocío Andrea AracelliMuñoz Albornoz Marco AntonioNavarro López Marina MarcelaNayar Godoy José AntonioNobili Guzmán Yoscelyn CatalinaOcares Miralles Jorge RicardoOgno Benavides Pablo AndrésOjeda Soto Marcela AndreaOlave Medrano Macarena LeonorOrchard Valdés Denis Cristopher AlexisOrellana Bastas Alejandro MauricioOrellana Galdames Lucerina EvelynOtero Olivos PabloPalominos Gajardo Paola Andrea - MEJOR MEMORIA DE TITULACIÓN

Pantoja Maggi Leonardo IgnacioPardo Aguirre Sebastián AlejandroParra García Carol PazPérez Soto Carmen LuzPetermann Romero Rodrigo MauricioPetit-Bon Fuenzalida Nicolás HugoPizarro Lizana Manuel AlejandroPomareda Sotomayor Jorge PabloPozo Henríquez Solange LourdesPuelma Maturana GonzaloQuezada Catalán Jorge AntonioQuiroga Restovic Alexis CarloQuiroz Prieto Claudio AndrésRamírez Reyes Neftalí EduardoRamos López Agustín Carlos LuisRenck Orellana Erich ConradRetamal Bustos Gabriel IgnacioReyes Berrios Rodrigo RenéReyes Vera Jaime AndrésRiquelme Morales Jaime Patricio

Rivera Jara Juan de DiosRodríguez García-Huidobro GonzaloRojas Villalobos Pablo AndrésRomero Mar tínez Enrique JorgeRosa Unda Elio EduardoRozbaczylo Fuster Rodrigo AndrésSailer Mora Fabiola DenisseSánchez Nilo Jaime HernánSánchez Zúñiga Felipe IgnacioSanhueza Pérez Rodrigo GuillermoSchneeberger Mackay Bryan VíctorSepúlveda Barberis María OliviaSilva Gajardo Alonso IgnacioSilva Venegas Humber to EduardoSiña Hur tado Francisco JavierSotelo Navarro Alejandra DanielaSuárez Araya Alejandra de LourdesToledo Zunino Daniel AntonioTravisany Arancibia Carina VivianaTrigo Retamal Héctor AndrésTrouve Silva Ivonne AlejandraUrrutia Menéndez Raúl CristianVacarisas Aguirre Christian AndrésValdés Yánez Gastón FernandoValenzuela Barría Claudia PíaValenzuela Castillo Rober to AndrésVan Der Schraft Briones Francisca AlejandraVargas Arriagada Alba CarolinaVásquez Arredondo Claudio DavidVásquez Muñoz Mauricio AndrésVenegas Toledo Carlos DanielVicente Valenzuela Alfredo IgnacioVidal González Gonzalo IgnacioVidal Pulgar Ariel FranciscoVillalobos Palma Rodrigo AlejandroVillar Cavieres Allan RodyVlahovic Matulic Dinko AndrésYametti Arizpe KarinaYánez Cerda Freddy FranciscoYu Gu YuanyuanZambrano Torres CristóbalZúñiga Pacheco Johana Paola

Castro Pino GonzaloDe la Huer ta González JorgeDíaz González MarcoGómez Llantén Alfredo - MEJOR RENDIMIENTO ACADÉMICO


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Letra Times New Roman o Arial, tamaño 12Hoja tamaño car ta (ancho 21,59 cm; alto 27,94 cm)Interlineado sencilloMargen superior e inferior de 3 cm, margen derecho e izquierdo 2,5 cmJustificado en ambos ladosUtilizar el programa Word 97’ y/o compatibleLos ar tículos deben contener un resumen en español de ½ página y un abstract en inglés de ½

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Hoffman, C.P. & Lipkin, G.B. (1981). Simplified nursing. (19a.ed.). Philadelphia: J.B. Lippincott.En el cuerpo del paper, la cita debe estar entre paréntesis con apellido y año del texto

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NORMAS DE PUBLICACIÓN

Inscripción Nº ISSN 0717 - 7925

DISEÑO DE PORTADA:FELIPE VIDAL SILVA

FOTOGRAFÍA PORTADA:FRANCISCO PRADO G.

EDICIÓN: Diciembre 2006

AYUDANTE DE COMPUTACIÓN:FELIPE VIDAL SILVA

DISEÑO Y DIAGRAMACIÓN:MARCELA BUSTAMANTE [email protected]

FOTOGRAFÍA PORTADA“Proceso de desarme artesanal de las bóvedas de ladrillos emplazadas en los ex estacionamientos de la Casa

Central de la PUC, (Lira # 25), llevada a cabo entre los días 20 de agosto y 11 de octubre del 2006.”

�Revista de la Construcción. Vol. 5 Nº 2 - 2006

Páginas: 5 -15

Demanda de Información Inmobiliaria

en Santiago de Chile, un Estudio Transversal

Autores: Carlos Aguirre N.1, Miguel Andrade G.1, Daniela Ávila T.2, Paola Palominos G.2

1. Académicos Escuela de Construcción Civil, Pontificia Universidad Católica de Chile

2. Constructoras Civiles, Pontificia Universidad Católica de Chile



Demand of Real Estate Information in Santiago of Chile, a Cross-Sectional Study

Este ar tículo tiene como objetivo establecer un análisis preliminar de la situación de los demandantes de infor-mación inmobiliaria en Santiago de Chile.

Se muestra un per fil demográfico de los tomadores de decisiones inmobiliarias, sus fuentes actuales de infor-mación y posteriormente su nivel de satisfacción.

Como conclusión, se establece que los tomadores de decisiones están medianamente satisfechos con la información de ofer ta que le proporcionan actualmente, mientras que demuestran insatisfacción en la informa-ción de demanda.

Palabras clave: información de mercado, mercados inmobiliarios, gestores inmobiliarios.

Resu

men

Abst

ract This article has as objective to establish a preliminary

analysis of the plaintiffs of real estate information situation in Santiago of Chile.

A demographic profile of the drawees of real estate decisions is shown, its current sources of information and later on its level of satisfaction.

As conclusion, this research settles down that the drawees of decisions are fair ly satisfied with the offer information provided at the moment, whi le they demonstrate dissatisfaction with the demand information.

Key words: market information, real estate markets, real estate agents.

I.- IntroduccIón

En la actualidad la información de los mercados es un bien preciado y por qué no decirlo, asimétrica. Si bien en nues-tra economía existe mucha información, la acumulación, la asimetría y la baja confiabil idad de las fuentes de datos, son lugares comunes a todo investigador que busque “excavar” en los oferentes y demandantes de un mercado.

En ese espíritu y con el convencimiento de que el mal de la mala información es-taba regada en el mercado inmobiliario, se plantea una investigación que busca establecer el grado de satisfacción de los gestores inmobiliarios, sus asesores y financistas, sobre los niveles, fuentes y necesidades de información.

El tipo de investigación que se realizó fue del tipo exploratoria, de carácter no experimental y de cor te transversal.

La investigación busca dar respuesta a la hipótesis planteada, correspondiente al grado de insatisfacción que presentan los tomadores de decisiones de proyec-tos inmobiliarios frente a la información



Correcciones del instrumento

sobre la actividad inmobiliaria existente hoy en el mercado.

II.- SeleccIón del InStrumento

El instrumento de medición fue una en-cuesta tipo entrevista estructurada, que se aplicó a los exper tos por medio de una entrevista personal. Se diseño, según la metodología presentada en la Figura Nº 1 e intenta descubrir el conocimiento y ex-periencia de aquellas personas que están familiarizadas con el proceso de toma de decisión en proyectos inmobiliarios, las cuales son consumidoras de información y por ende, son capaces de dar su opinión en relación con la información que existe actualmente en el mercado.

Para conformar la encuesta definitiva se contó con la opinión de especialistas y fue preciso realizar varias versiones.

Las preguntas del instrumento, se seg-mentaron según los siguientes criterios:

tabla nº 1: Tipo de preguntas diseñadas

tipo de preguntas nº de preguntas

Segmentación 7

Compor tamiento o conducta 9

Intención 4

Percepción �

Conocimiento y experiencia 2

Fuente: Elaboración propia en base a encuesta dise-ñada a gestores inmobiliarios

En relación con el formato de las pregun-tas que se realizaron en la encuesta, se diseñaron de la siguiente manera: de las 22 preguntas que se efectuaron, 17 fue-ron de respuestas cerradas, ya que estas son más rápidas de responder, con lo cual se logra reducir el tiempo de duración de la entrevista. En los casos en los que se requería obtener una mayor información del encuestado, se elaboraron preguntas con respuestas abier tas, estas corres-pondieron a �.

III.- APlIcAcIón del InStrumento de medIcIón

En la siguiente sección se pretende expli-citar el sistema de recolección de datos, es decir, la aplicación de la encuesta previamente diseñada. Por otra par te, se mencionará, además, el tipo de mues-treo utilizado para ello, se analizarán en detalle las entrevistas, realizadas con el fin de aplicar el instrumento de medición, para así dar a conocer en qué consisten estas.

En este marco se define la población:

“Empresas inmobiliarias, gestoras, desa-rrolladoras y par ticipantes de los proyec-tos inmobiliarios de la Región Metropo-litana que hayan desarrollado proyectos en el último año. Además es necesario agregar algunas empresas que par ticipan en la asesoría de proyectos, que también utilizan información inmobiliaria.”

Para hacer posible la aplicación del ins-trumento de medición, diseñado con el propósito de conocer la demanda de in-formación referente al mercado inmobi-liario, tal como ya se ha sido dicho, se utilizó un muestreo no probabilístico y por conveniencia, específicamente de consulta a exper tos, ya que para este tipo de investigación, exploratoria, es lo recomendado.

Además, con la intención de esquematizar el procedimiento a través del cual fue aplicado el instrumento de medición, en el período recién mencionado, es posible apreciar la Figura Nº 2, que se presenta a continuación.Definición y selección de

dimensiones

Determinación del tipo de preguntas a realizar

Construcción de preguntas

Diseño de características físicas del instrumento

Revisión y sugerencias de especialistas

Aplicación del instrumento

Figura nº 1: Fases en el diseño del instrumento de medición


Figura nº 2: Esquema de aplicación del instru-mento de medición



Páginas: 5 -15

IV.- ProceSAmIento de loS dAtoS Y AnÁlISIS de reSultAdoS

Una vez efectuadas todas las entrevistas, se inicia con el proceso de revisión de las encuestas, para asegurarse que es-tén completas, que las respuestas sean coherentes y que se hayan seguido todas las instrucciones.

Los estadígrafos utilizados para el aná-lisis de datos fueron principalmente las medidas de tendencia central ; como son la media aritmética, la mediana y la moda. Como medidas de dispersión se han considerado las frecuencias absolu-tas, frecuencias relativas y la desviación estándar.

Para ello se comenzará estudiando la muestra, es decir, sus diversas caracte-rísticas de manera de conocer la segmen-tación de la misma, luego se continúa con el estudio de las dimensiones y objetivos de la encuesta. Por último se realiza un análisis de cruces que permiten obtener un estudio más profundo de las necesi-dades que manifiesta la demanda.

1.- Análisis y segmentación de la muestra

Con el propósito de identificar y conocer a las empresas que respondieron la en-cuesta diseñada, se procede a analizar y segmentar la muestra en función de algunas preguntas que a continuación se detallan, todo esto se realizó de acuerdo a la metodología que se presenta la Fi-gura Nº 3

Proyectos que realizan las empresas encuestadas

Para conocer los tipos de proyectos que realizan las empresas encuestadas, se puede observar el Gráfico Nº 1 que si-gue. En este Gráfico es visible que de las 40 encuestas realizadas, el 3�% de estas desarrolla proyectos de casas y depar tamentos, a lo que se suma otro 3�% que solamente realiza proyectos de depar tamentos. Además se observa que el 10% se dedica al desarrollo de proyec-tos de casas solamente. Por otra par te se puede ver, pero ya como una minoría, que el 20% restante está dividido en empresas que trabajan en proyectos de casas, de-par tamentos, estudios y oficinas con sus respectivas combinaciones, las cuales no superan al 7,�% de la muestra.

Experiencia de las empresas

En relación con los años de experien-cia que presentaron las empresas, en su labor de desarrollo de proyectos in-mobiliarios. Es posible observar, en el Gráfico Nº 2, que el promedio se encuen-tra cercano a los 17 años de experiencia y además la muestra está concentrada en el rango desde 0 hasta 30 años.

Figura nº 3: Metodología de segmentación de la muestra


Gráfico nº 1: Proyectos que realizan las empre-sas encuestadas


Tamaño de las empresas

Para conocer el tamaño de las empresas se considera, de acuerdo a la cantidad de unidades vendibles que estas son ca-paces de desarrollar en el período de un año. Si bien, la cantidad de unidades vendibles al año no es una medida que se relacione directamente con el tamaño de la empresa, se analizó de igual modo, ya que refleja la liquidez de las mismas y representa el respaldo económico que las empresas presentan para el financia-miento de sus proyectos.

Como se observa en el Gráfico Nº 3, la muestra presenta un promedio cercano a las 347 unidades vendibles desarrolladas en el año. Sin embargo, la mayoría de las empresas lleva a cabo una cantidad

Gráfico nº 2: Experiencia de las empresas de-sarrollando proyectos inmobiliarios




que va desde 0 hasta las �00 unidades vendibles al año.

Identificación de las personas encuestadas

Para conocer a los consumidores de información inmobiliaria, es necesario identificar la labor que desempeñan las personas que respondieron la encuesta. Antes de pasar a este análisis se debe aclarar que los cargos ocupados por los encuestados fueron clasificados en cuatro áreas de desempeño, las que co-rresponden a Área Comercial, Área de Proyectos, Área de Asesoría y finalmente Área de Gerencia.

En relación a esto, como se puede ver en el Gráfico Nº 4, de las encuestas realiza-das, el 4�% corresponde al Área Comer-cial, a continuación el 3�% se desempeña en el Área de Proyectos. El 14% restante, está dividido en par tes iguales al 7% de la muestra, y este se encuentra entre las Áreas de Gerencia y de Asesoría

La experiencia de las personas encues-tadas tiene directa relación con el grado de conocimiento que ellos poseen acerca del mercado inmobiliario, y por esto son capaces de detectar la información que requieren para tomar sus decisiones de inversión en proyectos de este tipo.

Al respecto, la mayoría de las personas encuestadas, como se observa en el Grá-fico Nº � que a continuación se presenta, han realizado su labor como desarrolla-dores de proyectos inmobiliarios por un período que va desde 0 a 7,� años. Lo cual explica que la muestra presente un promedio de �,7 años de experiencia en el desempeño de su labor.

2.- Análisis de los objetivos del instrumento

a.- Parámetros utilizados en el proceso de toma de decisiones de un proyecto inmobiliario

En la toma de decisiones inmobiliarias, se debe destacar que existen distintos

niveles de competencia, estos son a nivel de comuna, sector dentro de la comuna, entorno inmediato, y por ultimo compe-tencia de localización alternativa.

Para simplificar el análisis estadístico de las siguientes preguntas, se modificó la escala de Liker t utilizada en la encuesta, y se le asignó un valor numérico a los dis-tintos niveles de profundidad, los cuales se presentan en la Tabla Nº 2 que sigue a continuación.

Al consultar a los gestores inmobiliarios, sobre el grado de profundidad con que ellos estudian a sus competidores a nivel de comuna y la profundidad del estudio en cada uno de los niveles de competencia. Como es posible observar, se afirma que los competidores que hay dentro de la comuna, dentro del sector en la comuna y, por supuesto, los que están en el entor-

Gráfico nº 3: Tamaño de las empresas


Gráfico nº 4: Áreas de desempeño de las per-sonas encuestadas


Gráfico nº 5: Experiencia de las personas en-cuestadas


tabla nº 2: Valoración numérica de la escala de Likert del nivel de profundidad

muy Profundamente Profundamente Superficialmente Solo referencia no lo estudia

� 4 3 2 1



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no inmediato a los proyectos, se estudian muy profundamente. Por su par te los competidores de localización alternativa son estudiados solo super ficialmente.

Otro punto impor tante, para desarrollar el proceso de toma de decisiones correcta-mente, se basa en el conocimiento de la demanda. Razón por la cual se consultó a los encuestados acerca del medio de segmentación que ellos utilizan para es-tablecer la demanda que esperan para sus proyectos.

Al respecto, de acuerdo a lo que presenta el Gráfico Nº 7, el 31% de la muestra realiza la segmentación de los consumidores según el número de integrantes del grupo familiar, seguido de un 30% correspondiente a seg-mentación según nivel de ingresos, y con un 1�% de acuerdo al ciclo de vida.

Gráfico nº 6: Nivel de profundidad del estudio de la competencia en las distintas localizaciones


Gráfico nº 7: Herramienta de segmentación de la demanda ocupada por los Encuestados


Gráfico nº 8: Método de captación de los atributos más valorados en la unidad vendible


Gráfico nº 9: Método de captación de los atributos más valorados en el conjunto


Al analizar el 24% restante, se observa que segmentan con un 10% según la edad del comprador, con un �% de acuerdo al nivel de estudios. Finalmente, la minoría, se divide entre segmentación mediante el estado civil, profesión y comuna de ori-gen del comprador. De los cuales ninguno

logra individualmente, superar el 3% de la muestra.

El siguiente punto consultado, correspon-de a las herramientas que utiliza la gama de gestores inmobiliarios, para lograr determinar los atributos más valorados



Para el caso de los atributos del conjunto se repite la misma situación que en los atributos de la unidad vendible, como se observa en el Gráfico Nº 9 que se presenta a continuación. En él, la gran mayoría, representando aproximadamente el �0% de la muestra, utiliza el Estudio de Merca-do como herramienta única para conocer esta valoración. Sin embargo, la Encuesta Propia como único método utilizado, au-menta a un 22,�% de la muestra, lo mismo sucede con la Simulación de Compra que representa el 17,�% de la muestra y apa-rece como única herramienta para conocer dicha valoración, lo que no se observó en los atributos de la unidad vendible.

Finalmente, para conocer la valoración de los atributos del entorno y determinar la ubicación óptima del proyecto, se pre-senta el Gráfico Nº 10. En este, la mayor par te de la muestra, que corresponde a un �2,�%, utiliza el Estudio de Mercado como único método para determinar la va-loración de dichos atributos. Luego el 1�% siguiente declaró usar la Encuesta Propia como única herramienta para ello.

De este modo, el 22,�% restante, que-da dividido por la combinación de las

Gráfico nº 10: Método de captación de los atributos más valorados del entorno


Gráfico nº 11: Profundidad de análisis de las al-ternativas técnicas para la compra de un terreno


Gráfico nº 12: Información sobre los precios y ventas del mercado inmobiliario


Gráfico nº 13: Información sobre el producto ofrecido en el mercado inmobiliario


por la demanda que estos esperan para sus proyectos. Se debe aclarar que para realizar este análisis se debió separar los atributos de la unidad vendible, del con-junto y del entorno del proyecto con el fin de obtener una respuesta más precisa.

Así se determinó que para los atributos de la unidad vendible la herramienta que más se utiliza, según el Gráfico Nº �, es el Es-tudio de Mercado como herramienta úni-ca, la cual representa aproximadamente el �0% de la muestra, seguido de un 17,�%

correspondiente a Encuestas Propias y un 10% que dice utilizar solamente Focus Group para conocer esta valoración.

La porción restante, es decir el 22,�% utili-za más de una herramienta para determinar la valoración de los atributos de la unidad vendible, el cual está compuesto por las antes mencionadas más las herramientas de simulación de compra, experiencia y sus combinaciones. Sin embargo, ninguna de ellas supera el �% del total.


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herramientas recién mencionadas con Simulación de Compra, Focus Group y Experiencia, las que no alcanzan a supe-rar el �% de la muestra.

Otro aspecto a considerar en el proceso de toma de decisiones para la gestión de un proyecto inmobiliario, corresponde al estudio de las alternativas técnicas y el nivel de profundidad con que estas se analizan al momento de tomar la deci-sión de inver tir en la adquisición de un terreno que permita desarrollar este tipo de proyectos.

Al respecto, como lo presentó el Gráfico Nº 11, es posible afirmar que el 44% de los encuestados estudia las alternativas técnicas a nivel de diseño preliminar de plantas generales (productos distribui-dos en planta). A continuación el 3�% de la muestra estudia dichas alternativas a nivel de super ficie vendible y subterrá-neos. Finalmente el 1�% restante, toma la decisión entre las distintas alternativas técnicas, basándose en el diseño del pro-ducto en detalle.

b.- Información e indicadores del mer-cado inmobiliario, utilizados para la evaluación del proyecto

En el proceso de toma de decisiones es necesario poseer información referente a los precios ofrecidos y las ventas de los bienes que se transan en el mercado inmobiliario. Al consultarle a los evalua-dores de proyectos estos manifestaron lo que se ilustra en el Gráfico Nº 12 que a continuación se presenta. La información estudiada con más frecuencia por los encuestados corresponde al Valor de UF/m2 de venta, representando el 90% de la

muestra. Seguido de un 7�% correspon-diente a la velocidad de ventas, luego un �3% del total, el que representa al stock de unidades disponibles en el mercado. Posteriormente sigue con un 40% el valor de UF/m2 de terreno y un 3�% que corres-ponde al Precio Promedio.

El resto de la muestra se divide en precio desde, hasta y ofrecidos en el mercado los que no superan el 30% del total. Esto implica que la información de mayor re-levancia para los encuestados, es aquella que se relaciona directamente con las ventas que se generan en el mercado.

Además de los aspectos referentes a los precios y ventas del mercado, es preciso contar con información relativa al pro-ducto ofrecido. Al respecto, se tiene el Gráfico Nº 13, en el cual se observa que el ��% de la muestra manifiesta una pre-ferencia por estudiar con mayor profun-didad los atributos de la unidad vendible. Seguido de un 3�% que corresponde a

los atributos del conjunto y el número de habitaciones de la unidad, un 3�% referi-do a la super ficie útil promedio y el 33% correspondientes al equipamiento del entorno. Finalmente los aspectos menos estudiados son la super ficie construida promedio, el número de baños y los m2 de losa, los cuales no superan el 1�% de los encuestados.

c.- Informes inmobiliarios actualmente utilizados

Para conocer los informes inmobiliarios que actualmente utilizan, los responsa-bles del proceso de toma decisiones in-mobiliarias, como herramienta para llevar a cabo esta labor, se consultó, en el ins-trumento de medición, al respecto y se obtuvieron los siguientes resultados.

Tal como lo presenta el Gráfico Nº 14, es posible apreciar que el �3% de los encuestados realiza sus propios estu-dios inmobiliarios para dar apoyo a su proceso de toma de decisiones. Luego el �3% utiliza el Informe Inmobiliario CCHC como herramienta de refuerzo, el ��% de la muestra declaró usar el informe Collect para ello.

El resto de los informes del mercado, el cual se encuentra compuesto por Acop, Gemines, Transsa y MACH, se ocupan en menor medida y no logran superar al 2�% de los encuestados.

tabla nº 3: Valoración numérica de la escala de Likert del nivel de satisfacción

muy Satisfactorio Satisfactorio Indiferente Poco Satisfactorio nada Satisfactorio

� 4 3 2 1


Gráfico nº 14: Grado de utilización de los infor-mes inmobiliarios del mercado




Un aspecto muy relevante corresponde al nivel de satisfacción que estos informes proporcionan a sus usuarios. Los Grá-ficos que a continuación se muestran, dan a conocer el grado de satisfacción que entrega cada uno de estos informes a quienes los ocupan, cabe señalar que estas preguntas fueron respondidas de acuerdo a los informes que cada encues-tado utilizaba.

Para la realización de este análisis se diseño una escala de Liker t, a la cual se le asignó un valor numérico a cada nivel de satisfacción, tal como se presenta en la Tabla Nº 3.

Al consultar sobre el nivel de satisfac-ción que proporciona el informe Acop, cuyos usuarios representaban el 1�% de la muestra, estos manifestaron, tal como se muestra en el Gráfico Nº 1�, que el 44% lo percibe satisfactoriamente y un 33% opinó encontrarlo indiferente, esto se debe a que el total de los usuarios se concentra en las puntuaciones 3 y 4 de la escala de Liker t antes mencionada.

Al realizar la consulta, referente al grado de satisfacción que el informe Collect les genera a sus usuarios, estos mani-festaron lo siguiente. Como, se puede observar que, de la porción que declaró utilizar este informe (�3% de la muestra), el �4% opinó que es satisfactorio, en su mayoría, lo que se explica debido a que la muestra se concentra en el rango equivalente a 4.

Con respecto al informe Gemines, los usuarios que corresponden al 2�% del total de encuestados, declararon en un �0% aproximadamente, encontrar el in-

Gráfico nº 15: Nivel de satisfacción que proporciona el informes a sus usuarios



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forme satisfactorio, concentrándose, por lo tanto la mayor cantidad de usuarios en la puntuación 4.

El nivel de satisfacción que repor tó el informe Inmobiliario CCHC, el cual es utilizado por el �3% de los encuestados. En él se puede observar que la mayo-ría de los usuarios se concentra en la puntuación 4, que corresponde según la escala de Liker t antes señalada, al nivel satisfactorio. Esta mayoría representa el ��% del total de encuestados que utilizan este informe.

Al estudiar el grado de satisfacción que genera el informe MACH a sus usuarios, se observa que del total de usuarios del mismo, la mayor par te declara que es sa-tisfactorio, este grupo representa el �0% de sus usuarios, sin embargo existen al-gunos usuarios que declararon encontrar-lo indiferente, poco satisfactorio y nada satisfactorio, estos corresponden al 10%, 20% y 10% de ellos, respectivamente.

Otra arista referente a los informes men-cionados anteriormente, corresponde a la información que carecen estos y que los encuestados consideran útil al momento de desarrollar su labor. Al respecto se

realizó la consulta y se obtuvieron los siguientes resultados que se aprecian en el Gráfico Nº 1�.

En este Gráfico se observa que la informa-ción necesaria que no se encuentra dis-ponible para los usuarios, en los informes antes mencionados, corresponden en su mayoría a distintos elementos de las ven-tas del mercado. Estos son la velocidad de venta por sectores con un 20%, seguido de los precios reales de ventas (precio ofer ta con descuento) con un 17%, los precios por programa y sector equivalente al 12% del total y la velocidad de venta con y sin recepción final representando el 7%. Además los encuestados mani-festaron falta de información referente al stock de unidades con y sin permiso de edificación o recepción final según sea el caso, lo que refleja al stock de acuerdo al estado de ejecución de los proyectos, estos representaron el 14% del total. La fracción restante se divide en otros, nicho móvil, proyección socioeconómica del mercado, los cuales no superan el 12% cada uno. A esto se suma una par te de la muestra que dijo estar satisfecha con la información existente, es decir, no detectó insuficiencias, sin embargo esta porción no superó el �% del total.

Como último aspecto referente a los in-formes que uti l iza la gran mayoría de los encargados del proceso de toma de decisiones, se debe mencionar el costo que pagaban los usuarios por dichos in-formes incluyendo los estudios propios. Sin embargo, esto no fue posible de de-terminar por completo, principalmente debido a que las empresas, generalmente poseen una administración horizontal y desagregada por depar tamentos. Razón

por la cual las personas encuestadas, en su mayoría, desconocían los valores de los informes y señalaron además, que estos solamente les eran entregados por correo interno de la empresa, agregando que el depar tamento de Finanzas era el encargado de realizar los pagos relativos a la adquisición de dichos informes.

Por otra par te, hubo también un segmento de la muestra, que en definitiva se negó a entregar esta información, excusándose en que lo requerido correspondía a infor-mación confidencial de la empresa.

d.- Fuentes de información actualmente utilizadas

Los tomadores de decisiones para ela-borar sus propios estudios inmobiliarios, utilizan algunas fuentes de información de donde pueden obtener la información que necesitan. Para conocer dichas fuentes, en el instrumento de medición se consul-tó cuáles eran las que utilizaba cada uno de los encuestados, para la confección de sus propios estudios.

Como se muestra en el Gráfico Nº 17, de las fuentes de información consultadas, las más requeridas por los encuestados corresponden a Revista Vivienda y Deco-ración de El Mercurio y por talinmobiliario.com, con un 73% y 70% respectivamente. Seguido de estos se encuentran los Avi-sos clasificados de El Mercurio y emol.com, el cual es utilizado por el 43% de los encuestados, Pabellón de la Construcción con un 3�% del total de encuestados, Revista Casa y Decoración de La Tercera utilizada por el 33%, las DOM municipales con un 30% y, con un 2�% se encuentran la Investigación Propia, que corresponde

Gráfico nº 16: Carencia de información según los requisitos de los encuestados




a la recolección de información a través de consultas que realizan las mismas em-presas a las sala de ventas de proyectos que se encuentren en ejecución.

El resto de las fuentes consultadas no alcanzaron a superar el 3% del total de la muestra, estas son Página Web de Acop, índice de la Construcción CCHC y las Páginas Amarillas, cabe señalar que esta última no es utilizada por ninguno de los encuestados.

En relación a con qué nivel de actuali-zación quisieran recibir la información sobre depar tamentos nuevos, se obtuvo el Gráfico Nº 1� que sigue a continuación. En él se observa que el área Asesoría se divide en dos grupos, el mayor de ellos requiere esta información mensualmen-te, el menor requiere dicha información diariamente.

Por su par te el área de Gerencia, se divide en tres grupos iguales, a uno de ellos les gustaría trabajar con la información relativa a depar tamentos nuevos diaria-mente actualizada, otro con actualización semanal y el último necesita recibir dicha información mensualmente. Para los en-cuestados del área Proyectos declararon requerir esta información mensualmente, en su mayoría, la igual que para el área Comercial.

Con el propósito de posicionar econó-micamente en el mercado a los estudios inmobiliarios, es de suma necesidad co-nocer la satisfacción que cada uno de ellos genera a sus usuarios. Para esto se puede observar el Gráfico Nº 19, en el cual se aprecia que los informes Acop, Transsa y MACH son evaluados desde

Gráfico nº 19: Niveles de satisfacción de los informes inmobiliarios


Gráfico nº 20: Nivel de satisfacción promedio de los informes inmobiliarios del mercado


Gráfico nº 17: Grado de utilización de las distintas fuen-tes de información


Gráfico nº 18: Grado de actualización de infor-mación sobre departamentos nuevos con que

gustan trabajar las áreas de desempeño


1�Revista de la Construcción. Vol. 5 Nº 2 - 2006

Páginas: 5 -15

nada satisfactorio hasta un máximo de satisfactorio.

Por su par te los informes Collect, Ge-mines, Informe Inmobiliario CCHC son percibidos desde poco satisfactorio hasta muy satisfactorio por sus usuarios, pre-dominando en ellos el nivel satisfactorio y los Estudios Propios resultan ser eva-luados en cuanto a la satisfacción que repor tan desde indiferente hasta muy sa-tisfactorio, con este último manifestando un claro predominio.

Además se debe mencionar que para de-terminar los niveles de satisfacción más representativos para cada informe se tra-bajó con la moda, es decir, el valor más repetido para medir la satisfacción que cada informe produce en los usuarios, mediante este valor se obtuvo el Gráfico Nº 20, el cual logra resumir el nivel de satisfacción promedio de cada uno de los estudios.

VI.- concluSIoneS

Las decisiones inmobiliarias al estar con-dicionadas por un sinnúmero de opor tu-nidades, peligros y dudas, se hacen más riesgosas.

El mercado dinámico que rodea la decisión inmobiliaria, producto de la alta competi-tividad de las empresas, ha comenzado a comprender el verdadero apor te que pro-duce el uso adecuado de información ac-tualizada, válida y confiable, como medio para mejorar la calidad de las decisiones.

Pese a que las decisiones son realizadas en base a la metodología de preparación y evaluación de proyectos, esto no asegura que la decisión tomada sea la menos riesgosa, si no se cuenta con una buena base de datos que genere información cer tera y fidedigna, la cual logre reducir los niveles de incer tidumbre y riesgo al momento de tomar la decisión de inver tir en algún proyecto inmobiliario, se deben evaluar también las capacidades, de los responsables de realizar este proceso, para interpretar al mercado inmobiliario.

Los usuarios de este tipo de informes declararon presentar necesidades de in-formación respectos a precios promedios de ofer ta, al valor UF/ m2 de venta, veloci-dades de ventas, super ficie útil y atribu-tos tanto del conjunto como de la unidad ofrecida, todo esto analizado para cada uno de los sectores que se identifican en las comunas separado según número de habitaciones. Los demandantes de información presentaron una mediana satisfacción por los informes que existen actualmente, debido a que no poseen toda la información que ellos requieren.

BIBlIoGrAFÍA

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Análisis de Regularidad Superficial en Caminos

Pavimentados

Autor: Mauricio Pradena Miquel

Académico Departamento de Ingeniería Civil Universidad de Concepción



Analysis of Superficial Regularity in Paved Roads

Las mediciones de regularidad en un pavimento son muy utilizadas en la actualidad por las agencias viales debido, entre otros factores, a que son muy sensibles a la percepción de los usuarios, lo cual está acorde con la actual visión de la Ingeniería Vial de considerar a estos como clientes.

Este ar tículo trata sobre la revisión del concepto, su impor tancia y terminología adecuada. La forma de medición y cálculo, su consideración en el compor-tamiento de caminos pavimentados y en la toma de decisiones para una adecuada gestión vial.

En este sentido este estudio se complementa con otro publicado anteriormente en este medio por el autor que trata el concepto de regularidad en caminos sin pavimento.

El presente ar tículo es un avance y forma par te del marco teórico de la Tesis de Magíster en Construcción Especialidad Infraestructura del autor

Palabras clave: regularidad, pavimento, Índice de Regularidad Internacional (IRI).

Resu

men

Abst

ract The measurements of regularity in a pavement are very

used at the present time by the agencies of highways and roads, among other factors, they are very sensitive to the perception of the users, which agrees with the current vision of the Transportation Engineering as considering them as customer.

This ar ticle considers the revision of the concept, i ts impor tance and appropriate terminology. The mensuration form and calculation, their consideration in the behavior of paved roads and in the taking of decisions for an appropriate administration of highway and roads.

This study is supplemented with another published previously by the author that treats the concept of regularity in roads without pavement.

This article is an advance and it is part of the theoretical frame of the Thesis of Master in Construction in the area Infrastructure of the author

Key words: regular i ty, pavement , In ternat iona l Regularity Index (IRI).


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1 INTRODUCCIÓN

La especificación ASTM E 867 “Termino-logy Relating to Traveled Surface Charac-teristics”, define rugosidad (roughness) como la desviación de una determinada super ficie de pavimento respecto a una superficie plana teórica, con dimensiones que afectan la dinámica del vehículo y la calidad al manejar (ASTM, 1995).

El Índice de Rugosidad Internacional IRI es un indicador estadístico de la irregu-laridad del pavimento; y representa la diferencia entre los perfiles longitudinales de las super ficies antes mencionadas

Este indicador es ampliamente aceptado y utilizado en todo el mundo en investi-gaciones y por agencias viales debido a que influye directamente en la percepción que el usuario tiene del estado de la vía, lo cual se condice con la actual visión de la Ingeniería Vial de ver al usuario del camino como un cliente que requiere un servicio adecuado.

Debido a que la red vial pavimentada de un país es generalmente la que concentra los mayores flujos vehiculares y cómo las irregularidades del pavimento influ-yen directamente en la percepción de los usuarios que circulan por la vía es que cobra relevancia el presente estudio.

2 DESARROLLO

2.1 COMPORTAMIENTO DE CAMINOS PAVIMENTADOS

2.1.1 Comportamiento de un pavimento

El compor tamiento de un pavimento es la medida de la calidad del servicio fun-cional y estructural que presta durante un periodo determinado. Los usuarios califican subjetivamente la calidad fun-cional, interesándoles principalmente la suavidad de la super ficie, la seguridad y el aspecto general de la obra. A esto se debe agregar el compor tamiento estruc-tural, que es la capacidad del pavimento para sopor tar las cargas que impone el tránsito y resistir los efectos del medio ambiente.

Los pavimentos que experimentan un de-terioro relativamente acelerado son los que requieren la mayor inversión, por lo que, con el desarrollo masivo de las carreteras pavimentadas, las entidades responsables de la conservación debieron plantearse las interrogantes de cuándo intervenir y de cómo medir el nivel de deterioro. Existen en la actualidad indica-dores que permiten establecer la calidad del servicio que se presta o, como se le denomina, la serviciabilidad. La servicia-bilidad fue definida como la capacidad de un pavimento para servir al tránsito para el cual fue diseñado

El compor tamiento del pavimento pue-de ser representado por la historia de la serviciabilidad de dicho pavimento con-siderando el estado inicial (Pi) y el final (Pf) como muestra la Figura 2.1.

2.1.2 Índice de Serviciabilidad

La AASTHO (American Association of State Highway Officials) desarrolló una prueba en 1959 en la que se estableció la serviciabilidad a par tir del promedio de las evaluaciones de todos los usuarios. Este promedio da origen al índice cono-cido como Present Serviciability Rating, PSR. Entonces, como la serviciabilidad es la percepción que tienen los usuarios del nivel de servicio del pavimento se definió una escala de evaluación de 0 a 5 . En ella una evaluación con nota 5 significa una superficie per fecta, mientras que una nota 0 significa intransitable.

Para disminuir el carácter subjetivo de este índice se relacionaron estas evalua-ciones con cier tas características físicas del pavimento que pueden medirse obje-tivamente. De este manera se obtiene el denominado Present Serviciability Index, PSI (Índice de Serviciabilidad Presente).

En definitiva es posible reemplazar la ca-lificación subjetiva de serviciabilidad por un índice numérico calculado a par tir de variables física medibles (deterioros).

Como el compor tamiento de un camino se puede asociar a valores del índice de serviciabilidad en distintos momentos

Figura 2.1: Curva de Comportamiento de un pavimento



del mismo, entonces es posible definir cier tos valores del indicador para la toma de decisiones. La Tabla siguiente muestra algunos valores de referencia para pavi-mentos nuevos y nivel de restauración para el Índice de Serviciabilidad (p) tal como lo define AASHTO.

CONDICIÓN ÍNDICE DE SERVICIABILIDAD (p)

Pavimento Asfáltico Nuevo 4.2

Pavimento Hormigón Nuevo 2.5

Nivel de Restauración más Exigente 2.5

Nivel de Restauración Adoptado en Chile 2.0

Tabla 2.1: Índices de serviciabilidad de referen-cia

Entonces para obtener la curva de la Figu-ra 2.1 se pueden asociar distintos puntos a valores del Índice de Serviciabilidad como muestra la Tabla 2.1. Esto indica que para distintos momentos en la vida de los pavimentos existirán valores de índice de serviciabilidad asociados. La impor-tancia de esto radica en que es posible definir cier tos valores del indicador para la toma de decisiones.

En las ecuaciones para determinar el Ín-dice de Serviciabilidad Presente (PSI), se incluyen, dependiendo del tipo de pa-vimento, mediciones de ahuellamiento, agrietamiento, baches e irregularidades del pavimento; siendo esta última la que domina los valores estimados de servi-ciabilidad. Esto significa que las irregu-laridades del pavimento tienen el mayor efecto en la evaluación de los usuarios que califican la calidad de rodado. De acuerdo a lo anterior es que muchas agencias viales relacionan el Índice de

Serviciabilidad con mediciones de la re-gularidad del pavimento.

Entonces, como es posible representar el compor tamiento de un pavimento en el tiempo a par tir de valores del índice de serviciabilidad, en la práctica también se puede representar dicho compor tamiento a través de la regularidad del pavimento (rugosidad).

2.2 CONCEPTO DE RUGOSIDAD

La especificación ASTM E 867 “Termi-nology Relating to Traveled Sur face Cha-racteristics”, define rugosidad como la desviación de una determinada superficie de pavimento respecto a una super ficie plana teórica, con dimensiones que afec-tan la dinámica del vehículo y la calidad al manejar (ASTM, 1995).

La rugosidad se diferencia de otras me-didas de las características geométricas de la super ficie como las mayormente utilizadas macrotextura y microtextura por las longitudes de onda y amplitudes de las irregularidades en el sentido de la marcha como se muestra en la siguiente Figura según la clasificación propuesta en el XVIII Congreso Mundial de Carreteras

(Bruselas, 1987) por el Comité técnico de Características Super ficiales de la Aso-ciación Mundial de Carreteras, PIARC (Kraemer C, Rocci S., 2004):

Las Texturas dependen básicamente de los áridos utilizados (textura super ficial, granulometría y tamaño máximo) y la ma-triz (mezclas bituminosas u hormigones) y los defectos de irregularidad superficial, que se manifiestan mediante unas ondas de mayor longitud, son debidas a la pues-ta en obra (extensión, compactación) a deformaciones de la estructura del pavi-mento bajo el tráfico o a deformaciones de la capa de rodadura.

Además como se verá más adelante su influencia en los fenómenos de interac-ción entre neumático y pavimento son distintas. Mientras las texturas se asocian a resistencia al deslizamiento, la regula-ridad super ficial (rugosidad) se asocia a la calidad y comodidad de la rodadura de los vehículos.

Uno de los problemas con los que se en-cuentran los técnicos a la hora de valorar la calidad y comodidad de la rodadura de los vehículos y de comparar experiencias entre países, es la gran diversidad de téc-

DOMINIORANGO DE DIMENSIONES (APROX.)

LONGITUDES DE ONDA(horizontal)

AMPLITUD(vertical)

MicrotexturaMacrotextura

0 - 0,5 mm0,5 - 50 mm

0 - 0,2 mm0,2 - 10 mm

Megatextura 50 - 500 mm 1 - 50 mm

Regularidad SuperficialOndas cortasOndas mediasOndas largas

0,5 - 5 m5 - 15 m

15 - 50 m

1 - 20 mm5 - 50 mm

10 - 200 mm

Tabla 2.2: Clasificación de las características geométricas de la superficie de los

pavimentos


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nicas, equipos e indicadores existentes en cada uno de estos.

Como consecuencia de ello se planteó a nivel internacional el interés de desarro-llar un índice único y común al que refe-rirse, que fuera independiente del equipo o técnica de obtención de la geometría del per fil y que además representara signi-ficativamente el conjunto de las percep-ciones de los usuarios circulando en un vehículo medio a una velocidad media. El Índice Internacional de Rugosidad, mejor conocido como IRI (International Roughness Index), fue propuesto por el Banco Mundial en 1986 como un estándar estadístico de la rugosidad y sirve como parámetro de referencia en la medición de la calidad de rodadura de un camino.

2.3 DISCUSIÓN ACERCA DEL TERMINO RUGOSIDAD

La utilización del término rugosidad para identificar las irregularidades del pavi-mento que provocan efectos adversos en la dinámica del vehículo se asocia a la traducción del vocablo Roughness como aspereza. Sin embargo, conside-rando lo que representa cada una de las características geométricas super ficiales presentadas anteriormente, este término podría considerarse más cercano a la microtextura o macrotextura que a una medida de irregularidad de la super ficie.

En el ámbito vial internacional existe disparidad en la utilización del término. Mientras algunos utilizan la palabra Rugo-sidad (Índice de Rugosidad Internacional) otros se refieren a Regularidad (Índice de Regularidad Internacional). En Chile predomina el uso de la expresión Rugosi-

dad y es por eso que anteriormente en el presente ar tículo se ha hecho referencia a este término. Sin embargo consideran-do que el IRI determina el efecto sobre los usuarios de las irregularidades del pavimento, en lo sucesivo se adoptará el término Regularidad en vez de Rugosidad. De esta manera para referirse al IRI se usará la expresión Índice de Regularidad Internacional.

Por otra par te la medida se realiza en la super ficie a través del per fil longitudinal, aunque se debe clarificar que no nece-sariamente los orígenes de las deforma-ciones están en la super ficie sino que se pueden producir en general, en toda la estructura del pavimento. Independien-temente del origen de la deformación, la medición de IRI, por definición, consi-derará aquellas que se manifiestan en la super ficie y que representan la diferencia entre una super ficie de referencia plana y la real existente en el instante de la medida.

2.4 ÍNDICE DE REGULARIDAD INTERNACIONAL IRI

2.4.1 Introducción

El IRI es un indicador estadístico de la irregularidad super ficial del pavimento; representa la diferencia entre el per fil longitudinal teórico (recta o parábola continua per fecta, IRI = 0) y el per fil longitudinal real existente en el instante de la medida. Las diferencias entre los per files (irregularidades) obedecen prin-cipalmente al proceso constructivo y a la utilización de la carretera.

Como se mencionó anteriormente el com-por tamiento de los pavimentos se puede

asociar a valores de su regularidad en el tiempo, como el IRI es un indicador de esta, finalmente es posible asociar compor tamiento a valores de IRI.

La impor tancia de este concepto enton-ces, está directamente relacionada con el compor tamiento del pavimento en su vida útil. En la Figura siguiente se puede ob-servar cómo un pavimento con IRI inicial más bajo puede sopor tar muchos más vehículos que uno con mayor IRI inicial (De Solminihac, 2001).

2.4.2 Determinación del IRI

El IRI se determina mediante un cálculo matemático realizado con las ordenadas o cotas de una línea del per fil longitudinal, obtenidas por cualquier técnica o equipo de medida del per fil longitudinal.

Por lo tanto la determinación del IRI no considera el per fil transversal, y sí con-sidera cualquier tipo de deterioro o sin-gularidad (algún tipo de escalonamiento, baches, gran densidad de grietas y/o pér-dida de áridos, entre otros) que afecten la medida del per fil longitudinal en las longitudes de onda entre 0,5 m y 50 m como se indicó anteriormente.

El IRI es calculado a par tir de un solo per fil , y en este el movimiento de la sus-pensión simulada es acumulada y dividida por el largo del per fil para así obtener el valor de IRI; es de esta forma que el IRI es expresado generalmente en unidades m/km o in/mi.



2.4.3 Modelo del cuarto de carro (Quarter Car o Golden Car)

El llamado cuar to de coche, simula que al avanzar este modelo a una velocidad determinada (80 Km./h) e ir siguiendo las irregularidades del camino, las masas se mueven en ver tical (simulando el asiento del conductor).

Por lo tanto se define como el “Movi-miento ver tical (desplazamiento) de las diferencias acumuladas de las masas superior e inferior divididos por el incre-mento de longitud del camino recorrido”. En la Figura siguiente se observa una llan-ta representada con un resor te ver tical, la masa del eje sostenida por la llanta, el resor te de suspensión y el amor tiguador, y la masa de la carrocería del vehículo sostenida por la suspensión de esa llanta. (Ventura, 2005)

El IRI representa el efecto sobre el ve- hículo del usuario del camino que tienen las desviaciones de la super ficie del pa-vimento (causa) respecto a una superficie plana teórica con dimensiones suficientes para afectar la dinámica del vehículo y la calidad al manejar

De lo anterior se deduce que no todas las dimensiones de irregularidades super fi-ciales afectan la dinámica del vehículo y la calidad al manejar. En efecto, las dis-tintas características super ficiales de los pavimentos tienen diferentes influencias en los fenómenos de interacción entre vehículo y pavimento como se muestra en la siguiente Figura.

Se aprecia que los defectos de regula-ridad del pavimento tienen condición de

Figura 2.2: Curvas de IRI para pavimentos con IRI inicial distintos

Figura 2.3: Perfiles del camino

Figura 2.4: Modelo de cuarto de carro


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indeseable, mientras que las mayormente utilizadas microtextura y macrotextura son una condición necesaria. Mientras estas afectan a la adherencia, drenaje , resistencia al deslizamiento , neumáticos y ruido entre otras, no afectan la comodi-dad de rodadura como sí lo hace la mala regularidad por las oscilaciones que pro-ducirá, además de aumentar el consumo de combustible, el desgaste, e influyen en la estabilidad de los vehículos, y las cargas dinámicas sobre el pavimento.

Por lo tanto las comúnmente utilizadas medidas de microtextura y macrotextura no tienen influencia directaa en el resul-tado entregado por el IRI debido a que tienen distintas longitudes de onda.

2.4.4 Equipos para determinar la regularidad de pavimentos

Existen diversos métodos para medir la regularidad de pavimentos, de acuerdo al Banco Mundial estos se clasifican en cuatro clases dependiendo de la forma de

obtención del perfil longitudinal y el grado de precisión de las mediciones.

Dentro de los equipos se encuentran aquellos que determinan el IRI a través de medición directa del per fil y aquellos que lo hacen mediante sistemas calibrados de respuesta . Como ejemplo de los primeros está el per fi lómetro inercial clasifica-do como clase 1 que se aprecia en la

Figura 2.5. Este equipo permite determi-nar per files longitudinales con una gran precisión y rendimiento ya que puede obtener datos a 80 km/h

Los equipos tipo respuesta están clasifi-cados como clase 3 y permiten determi-nar la regularidad en forma indirecta por lo que debe ser calibrado permanente-mente a escala IRI. Mayores referencias sobre el par ticular se pueden consultar en ar tículo “Ejecución y Control de la Conservación en Caminos sin Pavimento Mediante Nivel de Servicio” (Pradena M., Wolf E.; 2006) en Revista de la Construc-ción Volumen 5 – Nº 1.

3 CONCLUSIONES Y COMENTARIOS

La medida de regularidad domina los va-lores estimados del Índice de Servicia-bilidad. Esta es una de las razones que han llevado al IRI a ser utilizado en todo el mundo ya que entrega una percepción directa al usuario de la calidad de servicio de la vía.

Figura 2.5: Influencia de la gama de irregularidades superficiales en los fenómenos de interacción entre vehículo y pavimento

Figura 2.6: Perfilómetro Inercial de precisión



Como es posible representar el compor-tamiento de un pavimento en el tiempo a par tir de valores del índice de serviciabi-lidad, en la práctica también se puede re-presentar dicho compor tamiento a través del Índice de regularidad Internacional, IRI del pavimento.

Entonces, la impor tancia de este concepto es que está directamente relacionado con el compor tamiento del pavimento en su vida útil lo cual permite tomar decisiones como definir intervenciones en el camino asociado a valores de IRI para una adecua-da gestión vial. Además se ha determinado que un pavimento con menor IRI inicial im-plica mayor vida útil y necesidad de menor intervención lo cual es muy relevante ya que en la practica muchas veces los ca-minos pavimentados no son conservados opor tunamente con lo que su deterioro se acelera y no prestan un nivel de servicio adecuado para el usuario.

Considerando lo que representa su me-dida respecto a otras característ icas geométricas super ficiales del pavimento se propone utilizar el término Regularidad en vez de Rugosidad.

La Microtextura y Macrotextura dependen básicamente de los áridos y la matriz utilizada, y no afectan la comodidad de rodadura; en cambio los defectos de re-gularidad super ficial obedecen principal-mente al proceso constructivo y a la utili-zación de la carretera. Estos defectos sí afectan el confor t al transitar, además de aumentar el consumo de combustible, el desgaste, e influir en la estabilidad de los vehículos y las cargas dinámicas sobre el pavimento, por lo que tiene condición de indeseable.

El IRI representa el efecto sobre el ve- hículo del usuario del camino que tienen las desviaciones de la super ficie del pa-vimento (causa) respecto a una superficie plana teórica con dimensiones suficientes para afectar la dinámica del vehículo y la calidad al manejar. Este parámetro es determinado a través de mediciones del perfil longitudinal por lo que será sensible a cualquier tipo de deterioro o singulari-dad existente en el per fil de dimensiones tales que afecten la mencionada dinámica del vehículo.

En caminos pavimentados es conveniente trabajar con mediciones realizadas con per filómetros inerciales de precisión de-bido a su alto rendimiento y precisión en la adquisición de datos.

La Visión Actual de la Ingeniería Vial considera al usuario de las carreteras y caminos como un cliente al cual se le debe entregar calidad en el servicio. Es por este motivo que la determinación de la Regularidad en Pavimentos a través del IRI hoy en día resulta fundamental en una adecuada gestión vial.

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