ingenierÍa e industria - revista dyna · ingenieros industriales de españa (faiie). revista...
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MAYO
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IO 2020
225 - 336 | 95 | Nº 3
INGEN
IERÍA E INDUSTRIA
ENGIN
EERING AN
D INDUSTRY
Revista de Ingeniería Multidisciplinar con factor de impacto en JCR ISSN 0012-7361 | DOI: 10.6036/DYNAII | SICI: 0012-7361(20200501)95:3<>1.0.TX;2-R | CODEN: DYNAAU
Construcción por impresión
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Nuevos ensayos para determinar
el tiempo de fraguado
Hormigones reforzados
con fibras de poliolefina
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material textil
Los avances tecnológicos en la edificación del futuro
ingeniería e industria #3 | www.revistadyna.com | Año 95 | Nº3 | Mayo - Junio 2020
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Los avances tecnológicos en la edificación del futuro
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promociónIngeniería Multidisciplinar
www.revistadyna.com • Año 87 - Nº 6 • Noviembre - Diciembre 2012revista bimestral
ISSN 0012-7361 • DOI: 10.6036/DYNAII • SICI: 0012-7361(201211101)87:6<>1.0.TX;2-Z • CODEN: DYNAAU
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TECNOLOGÍA DE MATERIALES
Detoxificación por fotocatálisis
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ELECTROQUÍMICATratamiento de colorantes
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GESTIÓN DE PROYECTOS
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INYECCIÓN DE PLÁSTICOS
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ENTREVISTAJOSE LUIS MARTÍNEZ PEÑA
Instituto Laue-Langevin
Ingeniería Multidisciplinar
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ISSN 0012-7361 • DOI: 10.6036/DYNAII • SICI: 0012-7361(20121901)87:5<>1.0.TX;2-9 • CODEN: DYNAAU
Ingeniería e Industria
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GESTIÓN DE CRISISMejora de la resiliencia ante grandes accidentes
VISIÓN ARTIFICIALDetección visual en tiempo real de riesgos
REINGENIERÍA DE PROCESOSMetodología basada en el modelado
RECICLADO DE PLÁSTICOSRecuperación mediante adicción de elastómeros termoplásticos
VEHÍCULOS DE MOTOROptimización del consumo basado en programación dinámica
RESPONSABILIDAD SOCIALPosibilidades de uso de indicadores
TECNOLOGÍA LASEREvaluación del recurso eólico
TRATAMIENTO POR PLASMASobre láminas de polietileno de baja densidad
EMISIONES DE CO2
Metodología de cálculo para el transporte marino
LOGÍSTICAProblemas y fallos en la implantación RFID
REFLEXIONES SOBRE LA INGENIERÍA ESPAÑOLA
PROMOCIÓN: Suscripción a DYNA por 29,85 E/año
DYNA Energía y SostenibilidadDOI: 10.6036/DYNAESISSN: 2254-2833https://www.dyna-energia.com
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DYNA Energía y Sostenibilidad es una revista digital científica perteneciente a la editorial Publicaciones DYNA SL. https://www.dynapubli.com
En 2012, DYNA Energía y Sostenibilidad inicia su publicación online, con artículos de investigación, revisiones y experiencias de buenas prácticas en todo lo relacionado con las tecnologías energéticas y su sostenibilidad.
Energía y Sostenibilidad
directorionnnn
Mayo-Junio 2020 | Vol. 95 nº3 | Dyna | 225
nnnn
La Revista DYNA es el Órgano Oficial de Ciencia y Tecnología de la Federación de Asociaciones de Ingenieros Industriales de España (FAIIE).
Revista científica convenida con la Asociación Española de Ingeniería Mecánica (AEIM).Fundada en 1926, DYNA es una de las revistas de ingeniería más influyentes y prestigiosas del mundo, como lo reconoce Thomson-Reuters
en la edición anual de su informe JCR. Es el medio más indicado para la comunicación de los Ingenieros Industriales Superiores y de cuantos vean en ella el medio de expresión de sus ideas y experiencia.
DYNA es una revista bimestral que edita 6 números al año: enero, marzo, mayo, julio, septiembre, noviembre.En el número de noviembre de cada año se publican los índices acumulativos por materias y autores de los artículos publicados en el año.La entidad editora Publicaciones DYNA también publica otras 3 revistas especializadas: DYNA Energía y Sostenibilidad (www.dyna-energia.com),
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226 | Dyna | Mayo-Junio 2020 | Vol. 95 nº3
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Mayo-Junio 2020 | Vol. 95 nº3 | Dyna | 227
nnnnnuestras cosas228Dyna hace 80 años
229Editorial
230Arqueología Industrial
nnnnperspectivas231Los avances tecnológicos en la edificación del futuro
233China en su contexto: situación actual, estrategias e incertidumbres
nnnnnotas técnicas237La financiación de proyectos de energía renovable mediante el crowdfunding: el proyecto Citizenergy
238¿De qué dependen las promociones en empresas de infraestructuras?
239Clasificación de tipos de huella dactilar con ruido usando RED SOM
240Validación del dimensionamiento del filtro capacitivo de entrada en un sistema fotovoltaico aislado sin baterías para cargas en CA
nnnncolaboraciones241Geometrías tejidas con fibras de bambú para su materialización como estructuras estables
246Metodología de diseño de porticos sometidos a acciones horizontales. Análisis de un caso particular
252Caracterización estructural y evaluación numérica del daño sísmico del Cortijo del Fraile en Níjar (Almería, España)
257Influencia de la metodología para la certificación energética de edificios sobre los resultados en el indicador de agua caliente sanitaria
261Evolución de la temperatura interior de una vivienda en clima cálido-húmedo mediante simulación dinámica en diferentes situaciones de ventilación y sombreado
265Banco de ensayos para la caracterización de cojinetes hidrostáticos
270Cómo mejorar la selección de proveedores de elementos complejos usando la Ingeniería de Producto: perspectivas desde la industria
contenido
299LOS PROCESOS PRODUCTIVOS BASADOS EN IMPRESIÓN 3D FRENTE A METODOLOGÍAS CONVENCIONALES: UN ANÁLISIS COMPARATIVO EN EL SECTOR DE LA CONSTRUCCIÓNPRODUCTIVE PROCESSES BASED ON 3D PRINTING VERSUS CONVENTIONAL METHODOLOGIES: A COMPARATIVE ANALYSIS IN THE CONSTRUCTION SECTOR
305A NEW IDENTIFICATION METHOD OF THE TRANSFORMER INRUSH CURRENT BASED ON IMPROVED HILBERT-HUANG TRANSFORM ALGORITHMUN NUEVO MÉTODO DE IDENTIFICACIÓN DE LA CORRIENTE DE ARRANQUE DEL TRANSFORMADOR BASADO EN UN ALGORITMO DE TRANSFORMACIÓN HILBERT-HUANG MEJORADO
Mayo-Junio 2020
313OPTIMIZACIÓN DE LA ABSORCIÓN DE SONIDO DE UN MATERIAL TEXTILOPTIMISATION OF THE SOUND ABSORPTION OF A TEXTILE MATERIAL
317MODELO DE ANÁLISIS INTEGRAL DE FACTIBILIDAD DE UTILIZACIÓN DE THERMO ACTIVE BUILDING SYSTEMS EN EDIFICIOS DE OFICINAS EN CHILECOMPREHENSIVE MODEL FOR THE ANALYSIS OF FEASIBILITY OF THE USE OF THERMOACTIVE BUILDING SYSTEMS IN OFFICE BUILDINGS IN CHILE
276CARACTERIZACIÓN DEL COMPORTAMIENTO MECÁNICO DE TEJIDOS PARA SU SIMULACIÓN MEDIANTE GRÁFICOS POR COMPUTADORCHARACTERIZATION OF THE MECHANICAL BEHAVIOR OF TEXTILES FOR ITS SIMULATION THROUGH COMPUTER GRAPHICS
282FABRICACIÓN DE UN ACERO DOBLE FASE A PARTIR DE UN ACERO MICROALEADO CON BAJO CONTENIDO DE CARBONOMANUFACTURING OF A DUAL PHASE STEEL FROM A LOW CARBON MICROALLOYED STEEL
nnnnartículos de investigación
288COUPLING EFFECT ANALYSIS OF TENSION AND REVERSE TORQUE DURING AXIAL TENSILE TEST OF ANCHOR CABLEANÁLISIS DEL EFECTO DE ACOPLAMIENTO DE LA TENSIÓN Y DEL PAR INVERSO DURANTE EL ENSAYO DE TRACCIÓN AXIAL DE UN CABLE DE ANCLAJE
294ENSAYOS ALTERNATIVOS PARA LA DETERMINACIÓN DEL TIEMPO DE FRAGUADO. MÉTODOS CAPACITIVO Y RESISTIVOALTERNATIVE TESTS FOR THE DETERMINATION OF THE SETTING TIME. CAPACITIVE AND RESISTIVE METHODS
322HORMIGÓN DE BAJAS PROPIEDADES RESISTENTES REFORZADO CON FIBRAS DE POLIOLEFINA: CONSIDERACIONES Y DISEÑO DE UN HORMIGÓN ESTRUCTURAL COMPETITIVOMODERATE-STRENGTH CONCRETE REINFORCED WITH POLYOLEFIN FIBRES: CONSIDERATIONS AND DESIGN OF A COMPETITIVE STRUCTURAL CONCRETE
327IMPULSORES DE LA CONSTRUCCIÓN Y REHABILITACIÓN DE EDIFICIOS QUE CUMPLEN CON EL ESTÁNDAR PASSIVE HOUSE (PH) EN ESPAÑADRIVERS OF CONSTRUCTION AND REFURBISHMENT OF BUILDINGS THAT MEET THE PASSIVE HOUSE (PH) STANDARD IN SPAIN
333ANÁLISIS COMPARATIVO DE LAS ESCAYOLAS REFORZADAS CON FIBRAS PARA LA ELABORACIÓN DE PREFABRICADOSCOMPARATIVE ANALYSIS OF FIBRE-REINFORCED PLASTERS FOR THE PRODUCTION OF PRECAST ELEMENTS
nnnnDYNA hace 80 años
Hace 80 añosLOS “SCHRAPPER Y SU EMPLEO EN MINERÍA
“Los “Schrapper” se emplean para transportar una carga desagregada, mineral en nuestro caso, de un punto a otro, me-diante un utensilio de forma adecuada que se carga y descarga automáticamente”. Se trata de un sistema de arrastre que puede combinarse con otros medios de explotación.
“El “Schrapper” propiamente dicho, consiste en una caja sin fondo ni tapa, a la que además le falta la cara anterior. Al ser arrastrado por el cable tractor sobre el mineral arrancado, este se acumula en su interior y se traslada con el ascendiendo el pla-no inclinado y vertiéndose en la tolva al final del recorrido”. Su capacidad de carga en la industria, varia dé l a 4 o 5 toneladas; un “Schrapper” de 1 m3 de capacidad neta carga cómodamente una vagoneta de 750 litros”.
Como ejemplo se señala que “la experiencia demuestra que hay una velocidad crítica que no conviene superar, p. e. 1.5 m/s para el arrastre de mineral potásico”.
J. Mir, Ingeniero de Minas
NOTA SOBRE LOS VAGONES DE 30 Y 40 TONELADAS DE CARGA, CON CARROS GIRATORIOS, CUYA CONSTRUCCIÓN SE ESTUDIA EN LOS MOMENTOS ACTUALES
Por la Oficina de Unificación de los FF. CC. Españoles “los vagones que se van a encargar son 250 de los del tipo abierto de bordes altos, para 40 toneladas, destinados principalmente para el transporte del carbón.
Se indicaba que llevan carros giratorios con 2,20 m entre ejes, doble suspensión y cajas de engrase “isothermos” para po-der circular en trenes de alta velocidad.
También se preveía que “vagones cerrados de 30 toneladas de carga se harán también probablemente en número de 250…para poder realizar trenes repartidores, para paquetería princi-palmente”.
Agustín Mª Aleixandre, Ingeniero Industrial
NOTAS SOBRE LA ECONOMÍA DEL PAPEL“La situación actual hace necesaria la máxima nacionali-
zación en la producción de papel. Se requiere, por consiguiente, aumentarla por una parte e introducir en el consumo por otra todas las economías necesarias para que las restricciones sean las menos posibles”.
Estima el autor que “la economía tiene que buscarse forzo-samente en el papel que sirve de soporte a la impresión…con una reducción del desperdicio en el corte de los impresos y por último en la máxima recuperación del papel viejo”.
Considera que la normalización de formatos, la reducción del gramaje y de los márgenes de impresión, así como del tamaño de tipos, contribuirían a una disminución de casi el 50% del consumo de pasta, y que “es esencial para llevar al público el interés nacional de no destruir el papel viejo, de separar los papeles de otros desper-dicios y facilitar su recogida”: un visionario de la ecología actual.
Martín Balzola, Ingeniero Industrial
LAS CORREAS DE TRANSMISIÓN Y LA PROTECCIÓN DE SUS RIESGOS
Se enfocaba este artículo a presentar medidas concretas de protección, a raíz de la aparición del Reglamento de Seguridad e Higiene del Trabajo en el que aparecían una serie de los artícu-los relativos a las correas de transmisión, causa de graves acci-dentes en su marcha o en su montaje. En la época se trataba de poleas lisas y correas de cuero empalmadas con grapas, siendo muy común disponer de un eje general elevado para varias má-quinas que accedían a él por medio de un sistema polea/correa.
Presenta lo que llama “medios defensivos” para transmisio-nes horizontales a menos de 1,5 m del suelo, y elevadas entre 1,7 y 2 m. o correas verticales o inclinadas que necesitan enca-jonamiento hasta 1,8 m de altura. Dedica especial espacio a los diferentes medios de montaje de la correa en las poleas, incluso con pértiga y a los dispositivos para almacenaje de las poleas en posiciones apropiadas.
Se advierte que la calidad del grapado de las correas es un factor de gran trascendencia para la seguridad.
J. Pagola Bireben, Ingeniero Industrial
LA INDUSTRIA DEL CEMENTO Y LA AUTARQUÍAConsidera el autor que “puede asegurarse, sin exageración
alguna, que nuestra industria cementera se halla en condicio-nes de obrar en plan de completa autarquía”, que “la capacidad actualmente instalada en España es de 2.600.000 toneladas y que, en general, las instalaciones responden a un grado medio de adelanto muy aceptable”.
También los elementos de repuesto y desgaste como placas y bolas “eran adquiridos hasta hace unos quince años en el extran-jero, pero desde esta época y debido al esfuerzo combinado de los técnicos de la metalúrgica principalmente, puede asegurarse que es posible prescindir en absoluto de tales suministradores”.
Examina el artículo igualmente las posibilidades del carbón, de los refractarios, lubricantes e, incluso, de los sacos de yute o papel necesarios anualmente y estima disponer de una sufi-ciente autarquía para proveer a la industria. También nuevas máquinas y hornos que antes eran patentes extranjeras han sido construidos satisfactoriamente “en alguno de los talleres de nuestro país, especialmente del Norte y de Cataluña”.
Patricio Palomar, Ingeniero Industrial 228 | Dyna | Mayo-Junio 2020 | Vol. 95 nº3
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edito
rial
LA INGENIERÍA Y LA INDUSTRIA EN 2030
A finales de la pasada década y a comienzos de la presente han sido innumerables los
estudios, análisis, prospectivas, encuestas, etc., acerca de lo que puede suponer al mundo, en
cuanto a distintos aspectos tecnológicos, económicos o sociales, el transcurrir de los futuros diez
años hasta 2030. No pretendemos aquí sumarnos a tanto visionario, pues, en estos aspectos, a
diferencia de las artes, la realidad queda siempre por detrás de la ficción: solo nos proponemos
manifestar desde esta tribuna lo que desearíamos para la ingeniería y la industria en ese horizonte,
deducido de los impulsos que nuestra profesión supo tomar en tiempos pasados, cuando tuvo que
lidiar con problemas tanto o más agudos que los que se viven actualmente.
Aunque los más jóvenes no los hayan sufrido, deberían saber que en momentos en que
faltaban materiales elementales se supo crear una siderometalurgia avanzada, con ingeniería
propia, que aun prosigue en los aceros especiales para automoción; superar la escasez energética
con potentes organizaciones que abordaban, incluso, la participación activa en la erección de
centrales nucleares y en el diseño de aerogeneradores; de una casi nula construcción de vehículos
se ha llegado a estar en el top 10 de países fabricantes; la que fue simple mecanización como
subcontratistas con pobres medios ha dado paso a una potente y reconocida internacionalmente
industria de máquinas-herramienta; que nuestra ingeniería ferroviaria es capaz de proponer
a todo el mundo proyectos y material rodante para trenes de alta velocidad; o que nuestros
componentes aeronáuticos se incorporan en aeronaves de altas prestaciones.
Todo ello se hizo en épocas similares a las actuales, en que parece que puede derrumbarse el
edificio en que se encuentra la actividad económica general. Y lo fue porque se dio una máxima
importancia a la tecnología industrial sobre otras posibilidades que a primera vista parecían más
seguras y menos complejas. Precisamente el abandono de este concepto es lo que ha podido
deteriorar el mix productivo español a lo largo de los últimos decenios y hacernos más sensibles
a acontecimientos no esperados.
Ahora no hacemos más que recibir y divulgar el mantra, dictado con frecuencia por teóricos
de salón, de que la solución primordial es la digitalización, cosa que no necesitamos que se nos
repita ni insista porque éramos ya sabedores de ello y buenos conocedores de sus elementos y
características: lo que nos hace falta son apoyos suficientes para implementarla e ingenieros
industriales formados con las tecnologías necesarias para una aplicación eficiente.
Nuestra profesión, desde los desempeños académicos, los centros tecnológicos, la ingeniería
de diseño, las factorías de producción o los núcleos de gestión, está en condiciones de abordar
el camino hacia 2030: serán otros materiales metálicos, plásticos o composites, distintos
vehículos, en su mayoría eléctricos y sus componentes, otras máquinas-herramienta, como las
de fabricación aditiva metálica, mayores aerogeneradores on y off-shore, partes de aeronaves
de pesos más ligeros o trenes aún más veloces, realizado todo ello con la máxima digitalización
y automatización: lo necesario es emprender un camino de investigaciones e inversiones, no
dispersas y sin claros fines, sino coordinadas hacia grandes objetivos y realizada en amplias redes
de colaboración. Pero buscando decidida y preferentemente un desarrollo industrial capaz de
ofrecer los productos que el mercado demandará en la próxima década que comenzará marcada
por los efectos devastadores del covid-19: de ello depende nuestra supervivencia y la del país
entero.
Compañía Minero Metalúrgica “Los Guindos, S.A.”Tostado, fusión, afino y moldeado de plomo
nnnnarqueología industrial
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Federación de Asociaciones de Ingenieros Industriales de EspañaComisión de Patrimonio Industrial
os ciento dos metros de altura de la enorme chimenea con la que contaba el alto horno no era suficiente para eliminar las emanaciones fuertemente tóxicas de carbonato de plomo (albayalde), que daban lugar a elevados índices de saturnismo entre los obreros.De 1925 a 1929 la compañía produjo 79.800 toneladas de plomo, con un crecimiento constante que alcanzaría su apogeo en la década de 1950, con una plantilla que superaba los trescientos empleos. La industria contaba con viviendas, economato y escuela para los hijos de los trabajadores, que recibían formación profesional encaminada a ocupar los futuros puestos de trabajo en la propia empresa.
L
En marzo de 1899 nacía en Madrid una sociedad minera destinada a explotar en la Carolina (Jaén) la
mina de plomo “El Guindo”. Para proce-sar el mineral extraído, el 6 de marzo de 1920 se constituía bajo la presidencia de D. José Luís Ángel Oriol, la Compañía Metalúrgica “Los Guindos, S.A.”. Por su infraestructura industrial y, sobre todo, comercial la nueva sociedad elegiría la zona litoral al oeste del puerto de Mála-ga para ubicar su planta de producción.El nuevo establecimiento industrial se
convertiría en uno de los emblemáticos de la ciudad, y de los más importantes de Andalu-cía. Sus instalaciones contaban con los hornos y equipamientos necesarios para efectuar el proceso completo de elaboración del plomo (tostado, fusión y afino) y el aprovechamiento de la plata residual. Los lingotes de plomo obtenidos se moldeaban posteriormente para su comercialización como láminas y tubos.
El 23 de mayo de 1998 un grupo de antiguos trabajadores de la fábrica, junto con vecinos del
barrio y su entorno, se concentraban al pie de la emblemática chimenea para reivindicar que se respetara y conservara como símbolo del pasa-do industrial de Málaga. Allí nació la Asociación en Defensa de las Chi-meneas y Patrimonio Industrial de Málaga, actualmente viva y vigilante alrededor del patrimonio industrial.
Fruto de su labor, y con ayuda de la Comunidad Europea, el Ayuntamiento de Málaga res-tauraría la hoy célebre chimenea, restauración que mereció el premio Europa Nostra.
Vaivenes en la producción y demanda mundial, el agotamiento de las explotaciones existentes y la falta de investigación de nuevos yacimientos, jun-
to con la aparición de nuevos materiales que sustituían el uso del plomo, determinaron la crisis de la empresa.En 1968, con 200 obreros en plantilla, se abandonó la fundición para dedicarse solo a la elaboración de pro-ductos. Las bajas voluntarias para trabajar en la cons-trucción, mejor pagada y menos insalubre, colaborarían en la paulatina reducción de personal. La industria ce-rraría sus puertas el 15 de noviembre de 1979, cuando ya solo quedaban 66 trabajadores en su plantilla.
Texto: José Antonio Ruiz Muñoz (Asociación en Defensa de las Chimeneas y el Patrimonio Industrial de Málaga).Fotografías: Asociación en Defensa de las Chimeneas y el Patrimonio Industrial de Málaga.Maquetación: Buxa, Asociación Galega do Patrimonio Industrial.
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En los últimos años se han implemen-tado distintas tecnologías en el sector de la edificación con el objeto de: mejorar procesos constructivos, reducir tiempos y costes de producción o usar de forma más eficiente los recursos para conseguir un ahorro energético con mejor calidad de vida.
Sin embargo, se trata de un sector en el que la incorporación de nuevas tecno-logías ha costado más que en otros con superior industrialización como el auto-movilístico, logístico, alimentario, textil, etc. Según Bolland, uno de los obstáculos que dificultan la rápida incorporación de las nuevas tecnologías en el sector es la personalización de los productos y sis-temas constructivos, lo que dificulta la implantación de la estandarización y la producción masiva [1].
Por otro lado, la excesiva singularidad de las normativas en materia de construc-ción y urbanismo de unos países frente a otros, supone un problema para el de-sarrollo de soluciones industrializadas a gran escala.
A pesar de lo anterior, la tecnología está transformando de forma progresi-va la edificación: construyendo de forma más segura, incrementando la productivi-dad y utilizando recursos de manera más eficiente.
SEGURIDADMejorar la seguridad es uno de los ob-
jetivos que aparece de forma reiterada a lo largo de los años. No en vano, la edifi-cación es uno de los sectores con mayor siniestrabilidad laboral [2]. Con las nuevas soluciones tecnológicas es más fácil ca-pacitar a los trabajadores para prevenir accidentes. La monitorización de sus mo-vimientos y la incorporación de sensores corporales (biométricos, ambientales, rastreadores de ubicación, etc.), integra-dos en la ropa de trabajo y en los equipos de protección, ayuda a detectar en fase temprana un aumento de temperatura
corporal o de frecuencia cardiaca, intoxi-caciones de monóxido de carbono, señales de somnolencia o síntomas de insolación. Mediante el uso de perímetros virtuales es sencillo establecer en tiempo real, áreas restringidas dentro de la obra que alerten a los trabajadores que se encuentran en un área peligrosa o prohibida [3].
Por otro lado, los avances en robótica permiten delegar la realización de tareas peligrosas o repetitivas a las máquinas. Sin embargo, el desarrollo de prototipos de robots para la construcción y realiza-ción de trabajos en obra, todavía está en una fase temprana.
Uno de los inconvenientes a la hora de implantar esta tecnología es la formación de personal cualificado. Sin embargo, el desarrollo de la realidad virtual, está posi-bilitando la aparición de simuladores que ayuden a formar a trabajadores para rea-lizar tareas complejas y precisas, al igual que se han utilizado durante años para capacitar a soldados, pilotos y cirujanos.
No cabe duda, que la implantación de estas tecnologías lleva aparejado una gran inversión económica que habrán de asumir inicialmente las empresas cons-tructoras.
PRODUCTIVIDADUno de los problemas tradicionales de
la edificación es que el diseño y la cons-trucción es la suma de procesos complejos y muy fragmentados. Intervienen equipos pluridisciplinares, bastante numerosos, generalmente ubicados en sitios diferen-tes, lo que dificulta la toma de decisiones de manera ágil.
Las nuevas tecnologías están ayudan-do a optimizar los procesos constructi-vos, facilitando una mayor colaboración entre todos los agentes intervinientes. La mayor parte de las nuevas soluciones de software están basadas en la nube, lo que permite realizar cambios y actualizaciones de documentos, cronogramas y otras he-rramientas de administración en tiempo real [4].
La metodología BIM permite una me-jor colaboración entre todos los intervi-nientes en un proyecto. Los cambios en el modelo BIM se comunican instantánea-mente a todos los miembros del equipo, de
forma que todos trabajan con información actualizada en todo momento. La evolu-ción de la realidad virtual conducirá a una mejora de esta tecnología [5]. La mayoría de las aplicaciones de realidad virtual que se están desarrollando para el sector de la edificación están utilizando modelos BIM como base para crear entornos virtuales, lo que permitirá, en un futuro próximo, abordar proyectos más complejos [6].
Además, la incorporación de la inte-ligencia artificial en el proceso construc-tivo, puede mejorar la productividad de los trabajadores, mediante el análisis de movimientos y progreso del trabajo [7]. Con la ayuda de drones es más sencillo y seguro comprobar la calidad del trabajo realizado y determinar el ritmo de la obra en un momento determinado, permitiendo detectar desviaciones respecto al crono-grama previsto.
Nos encontramos ante una nueva era de la automatización que ha cambiado ra-dicalmente sectores como el logístico. El reciente uso de algoritmos de aprendizaje en el proceso edificatorio está comenzan-do a ayudar a prevenir errores de ejecu-ción antes de que aparezcan, con el consi-guiente ahorro económico al no tener que demoler y rehacer trabajos [8].
Por otro lado, esta transición tecno-lógica hacia la automatización, está per-mitiendo evolucionar hacia una mayor industrialización de los procesos cons-tructivos, lo que redunda en un incre-mento de la productividad. Los elementos industrializados mejoran las prestaciones de los edificios respecto de los elementos producidos in situ, además de reducir el coste y la generación de residuos.
UTILIZACIÓN EFICIENTE DE LOS RECURSOS
El sector edificatorio es el responsable de aproximadamente un tercio de la ener-gía que se consume en el mundo y del 39% de todas las emisiones de carbono. De ese 39%, un 28% corresponde a las emisiones operativas, es decir aquellas que se pro-ducen al calentar, enfriar o iluminar los edificios. El 11% restante proviene de las emisiones de carbono incorporadas o ini-ciales que están asociadas con los mate-riales y procesos de construcción [9].
Los avances tecnológicos en la edificación del futuro
nnnn
Tomas Gil-LopezUniversidad Politécnica de Madrid (España)
DOI: http://dx.doi.org/10.6036/9681
Technological advances in future building
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La Unión Europea está comprometida con la transición hacia un modelo econó-mico más sostenible y bajo en emisiones de carbono. Una reducción de la demanda y una mejora de la gestión de los residuos son claves para alcanzar estos objetivos. El sector de la edificación tiene una posi-ción estratégica para mejorar el uso de los recursos y buscar materiales que permi-tan incrementar la eficiencia energética y contribuir a reducir las emisiones.
La aplicación de principios de econo-mía circular en la edificación está resul-tando efectiva. La tendencia actual pasa por maximizar el uso de los activos exis-tentes, promover la rehabilitación y bus-car nuevos modelos de negocio circulares que reduzcan la dependencia de las mate-rias primas.
En definitiva no sólo se busca una mayor protección medioambiental en la fabricación de materiales, sino también favorecer su reutilización y, por supuesto, ser inocuos para la salud.
Entre todos los materiales utilizados en la edificación, el hormigón es uno de los más investigados. No en vano, duran-te su fabricación se emiten una cantidad considerable de CO2 [10]. La prolongación de la vida de este material ayudaría a dis-minuir los gases de efecto invernadero. En esta línea van las investigaciones cuya fi-nalidad es obtener hormigones autorrepa-rantes. Por otro lado, con objeto de incre-mentar la eficiencia energética, se están investigando hormigones con propiedades termocrómicas, variando su color en fun-ción de la temperatura y así regular la ab-sorción de energía de una fachada.
Otro de los materiales al que se está prestando mayor atención desde hace al-gunos años es el vidrio. Hay que tener en cuenta que la fachada acristalada de un edificio es la parte de la envolvente donde más pérdidas o ganancias de energía se
producen [11]. En esta línea, se están de-sarrollando investigaciones encaminadas a convertir los vidrios en captadores de energía solar mediante la circulación de agua por su cámara interior. La denomi-nadas fachadas bioenergéticas posibilitan además, el cultivo de microalgas en el in-terior de los paneles de vidrio que se utili-zarán para la producción de biomasa [12].
Últimamente, la preocupación medioambiental está convirtiendo a la madera en uno de los materiales de moda en la edificación del siglo XXI. Están apa-reciendo maderas con mayores resisten-cias que permiten la construcción de edi-ficios en altura. En Japón se está diseñan-do por la compañía Sumitomo Forestry, el primer edificio con más de 300 metros de altura, superando a proyectos como River Beech Tower de Perkins + Will en Estados Unidos, la torre Oakwood de PLP Architec-ture, en Reino Unido, o el edificio Mjøs-tårnet situado en la ciudad noruega de Brumunddal.
La certificación de edificios ecológi-cos, la regulación normativa tendente a aumentar la sostenibilidad y los códigos de construcción para la eficiencia energé-tica fomentando esta transición. Sin em-bargo, todavía existe una gran parte de las nuevas construcciones que no aplican so-luciones tan eficientes y ecológicas. Existe la percepción que la construcción de una edificación más eficiente es sustancial-mente más costosa, especialmente cuan-do implica la rehabilitación de edificios existentes. Un reciente estudio refleja que la diferencia promedio en los costos tota-les de la construcción de un edificio de los denominados verdes, es de 6.5% respecto a un edificio convencional [12]. Todavía, los edificios con certificación ambiental tienen unos costos medios de diseño de un 31% más alto en comparación con los edificios convencionales. Este dato pue-de explicar el crecimiento limitado de las prácticas de construcción eficientes.
Una solución de los problemas señala-dos contribuirá a una mayor implantación de las nuevas tecnologías en la edifica-ción, y por consiguiente, a la evolución hacia una construcción más segura, más productiva y con un mayor respeto por el medio ambiente.
REFERENCIAS[1] Bolland, NV. 2018. The hunt for efficiency in
the construction industry - food for thought for real estate developers. PhD. Real Estate Development in Conjunction with the Center for Real Estate. Degree of Master of Science in Real Estate Development. Massachusetts
Institute of Technology (MIT). Massachusetts.[2] Cortés-Péreza, JP., Cortés-Pérez, A., Prieto-
Muriela, P. 2020. BIM-integrated management of occupational hazards in building construction and maintenance. Automation in Construction 113 (2020) 103115.
[3] Greaves B., Coetzee M., Leung W.S. A Comparison of Indoor Positioning Systems for Access Control Using Virtual Perimeters. In: Yang XS., Sherratt S., Dey N., Joshi A. (eds) Fourth International Congress on Information and Communication Technology. Advances in Intelligent Systems and Computing, vol 1041. Springer, Singapore. 2020.
[4] Guzzetti F., Anyabolu K.L.N., D’Ambrosio L., Marchetti Guerrini G. From Cloud to BIM Model of the Built Environment: The Digitized Process for Competitive Tender, Project, Construction and Management. In: Daniotti B., Gianinetto M., Della Torre S. (eds) Digital Transformation of the Design, Construction and Management Processes of the Built Environment. Research for Development. Springer, Cham. 2020.
[5] Bolkas, D., Chiampi, J., Chapman, J., Pavill, VP. Creating a virtual reality environment with a fusion of sUAS and TLS point-clouds. International Journal of Image and Data Fusion. 2020. DOI: https://doi.org/10.1080/19479832.2020.1716861.
[6] Pour Rahimiana, F., Seyedzadeh, S., Oliver, S., Rodriguez, S., Dawooda, N. On-demand monitoring of construction projects through a game-like hybrid application of BIM and machine learning. Automation in Construction 110 (2020) 103012.
[7] Okpala, I., Nnaji, C., Karakhan, AA. Utilizing Emerging Technologies for Construction Safety Risk Mitigation. Practice Periodical on Structural Design and Construction 25 (2020) 04020002.
[8] Tran, DH., Chou, JS., Luong, DL. Optimizing non-unit repetitive project resource and scheduling by evolutionary algorithms. Operational Research Journal (2020).
[9] World Green Building Council. World Green Building Week 2019. London. 2019.
[10] Hamad, H., Hashim, G., Razak, A., Ramli Sulong, NH. Evaluation of the CO2 emissions of an innovative composite precast concrete structure building frame. Journal of Cleaner Production 242 (2020) 118567.
[11] Gil-Lopez, T., Gimenez-Molina, C. Environmental, economic and energy analysis of double glazing with a circulating water chamber in residential buildings. Applied Energy 101 (2012) 572-581.
[12] Kernera, M., Gebken, T., Sundarrao, I., Hindersin, S., Sauss, D. Development of a control system to cover the demand for heat in a building with algae production in a bioenergy façade. Energy and Buildings 184 (2019) 65-71.
[13] Chegut, A., Eichholtz, P., Kok, N. The price of innovation: An analysis of the marginal cost of green buildings. Journal of Environmental Economics and Management 98 (2019) 102248.
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1. INTRODUCCIÓNJianhua Song [1], miembro de los
Consejos de Dirección de varias multina-cionales y profesor de español en China tras acabar su licenciatura en Hispánicas, ha desarrollado su trayectoria en México como traductor e intérprete, al tiempo que ha colaborado con el Instituto de Coope-ración Iberoamericana y otras agencias de cooperación internacional.
La conferencia titulada: “China desde dentro. 100 años por detrás y 30 por de-lante”, comenzó con una breve reseña his-tórica, haciendo ver el trauma que sufrió China por las guerras y grandes cambios acaecidos a lo largo de los siglos XIX y XX, en el período entre 1839 (1ª guerra del opio) y 1969 (visita de Nixon y apertura a occidente).
En este entorno, el profesor Song, des-taca los siguientes hitos:
· 1919 (100 años por detrás). Naci-miento de la República de China tras la caída del imperio en 1912.
· 1921 Fundación del Partido Comu-nista Chino (PCCh).
· 1949 Nace la República Popular China (RPCh) al término de la Gue-rra Civil (1927 – 1949) con la victo-ria de los Comunistas liderados por Mao Zedong.
Para los próximos centenarios de estos dos últimos hitos, el gobierno chino hace un planteamiento estratégico a futuro (30 años adelante) marcando los siguientes objetivos:
· 2021. Objetivo genérico: “Conseguir una sociedad integral de bienestar modesto”.
Este objetivo ya lo marcó Den Xiao-pong en 1984 describiendo a China, en aquel momento, como “un país de desa-rrollo intermedio” con una renta per cá-pita de $ 900.
En 1991 se desarrollaron una serie de indicadores que, revisados y actualizados, son el objetivo a alcanzar en 2021 [1].
· 2049. Objetivo genérico: “Convertir a China en un País moderno, grande, socialista, democrático, civilizado y
armónico, con un bienestar avanza-do”.
2. ANÁLISIS Y REFLEXIONES DESDE EL PUNTO DE VISTA INDUSTRIAL
Al hilo de la conferencia y utilizando las informaciones obtenidas en la misma, hemos considerado de interés presentar algunas reflexiones sobre su conteni-do, aderezadas de comentarios y análisis propios, sobre todo en lo que concierne al tema industrial y comercial, comple-mentando otros trabajos ya publicados en DYNA.
El DAFO adjunto (Tabla 1), muestra un análisis muy resumido de como se apre-cia la situación actual del país, nos servirá para el desarrollo de nuestros comenta-rios.
2.1. FORTALEZAS Y DEBILIDADES.China está destacando y entrando con
fuerza en algunos sectores de tecnología punta como en el desarrollo de TICs (F) replicando los modelos de las grandes empresas americanas tanto en hardware (Huawei, Xiaomi, Oppo), como en software y aplicaciones (Alibaba, Baidu, Harmon-yOS). El gran mercado interno, casi vir-gen hasta hace poco, les ha permitido un crecimiento exponencial en poco tiempo, pero además el salto al exterior ya está dado en el caso de Huawei, Oppo, Xiaomi, entre otros. También está destacando en otros sectores industriales punteros, por ejemplo, la fabricación de imanes de alta coercitividad (F), en el que es el primer fa-bricante mundial.
Una de las bases, en ambos casos, es el uso de nuevos materiales de los llamados “Tierras Raras” de los que China ostenta casi un monopolio (F). Estas tierras raras, muy demandadas en muchos productos de alta tecnología, se proyectan como los materiales del futuro. Incluso se empieza a hablar de una nueva “Edad de las Tie-rras Raras”, equivalente, por ejemplo, a la “Edad de Bronce” del paleolítico o al co-mienzo de la explotación masiva del pe-
China en su contexto: situación actual, estrategias e incertidumbres
nnnn
Mikel Sorli-Peña y Alfonso Parra-Gómez Asociación de Ingenieros Industriales de Bizkaia (España)
DOI: http://dx.doi.org/10.6036/9479
Comentarios a la conferencia impartida en Bilbao en junio de 2019 por el Prof. Jianhua Song, convocada por el Grupo Vasco del Capítulo Español del Club de Roma.
China in context: current situation, strategies and uncertainties
Internas Externas
+
Fortalezas (F):• Excedente de capacidad productiva.• Excedente de capital. • Cuasi monopolio de tierras raras.• Sistema político: Partido único• Tecnologías punteras en algunos campos:
– Alto desarrollo en TICs, (telefonía móvil y redes 5G).
– Primer fabricante mundial de imanes de alta coercitividad.
Oportunidades:• Convertirse en una (“la”) potencia
dominante a corto o medio plazo.• Apertura de nuevos mercados.• Fuerte expansión internacional.• Fuerte presencia china en occidente
-
Debilidades (D):• Fuerte dependencia del exterior en
aspectos como fuentes de energía y productos de alimentación.
• Escasez de tierra cultivable.• Rigidez de una cultura ancestral.• Falta de creatividad.• Desequilibrios sociales.• Inestabilidad interna.• Sistema político: Contradicciones político-
económicas.• Problemas medioambientales.
Amenazas:• EEUU: defendiendo su posición hegemonía
mundial. • India: país oriental fuertemente
tecnologizado.• Posible choque de culturas
Tabla 1. Elaboración propia
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tróleo a finales del XIX.Sin embargo, el ciclo de vida de estas
tierras raras (extracción, uso, fin de vida) genera una preocupante serie de proble-mas medioambientales (D) que es uno de los temas que ya ocupan a las autorida-des, tanto por imagen como por auténtica supervivencia en algunas zonas altamen-te contaminadas del país. No por casua-lidad uno de los slogans del “One Belt, one Road”, que luego comentaremos, es: “Lean, clean and green” (ajustado, limpio y verde) [2].
En el otro extremo podemos destacar, como debilidad (D), la fuerte dependencia del exterior en fuentes energéticas y ma-teriales férricos, que lastra seriamente su balance comercial. Déficit que debilita de alguna manera, las fortalezas anteriores.
Un problema relevante de China es su precaria estabilidad interna (D). Como se ha dicho en la conferencia, a pesar de las mejoras en los últimos años, alrededor de un 40% de la población sigue estando por debajo del umbral de pobreza. Esta es una de las principales preocupaciones del Es-tado muy ligada a las desigualdades socia-les (D) y el temor a posibles revueltas. His-tóricamente se ha cuidado mucho que no surjan problemas de hambruna que pue-dan generar conflictos y rebeliones, por lo que una de las obligaciones del gobierno es garantizar el suministro de alimentos a la numerosa población. Entre otras cosas, la escasez de tierras cultivables y la cre-ciente migración a las ciudades (59,58% de la población vs. 11,6% en 1949), obliga a la importación de productos alimenticios (D), otro de los puntos deficitarios de su balance comercial.
Como suele suceder en muchos países (entre otros, España), el desarrollo se con-centra en las zonas costeras, existiendo grandes carencias en el interior y la zona occidental del país. Para paliar de algu-na manera los desequilibrios sociales (D), se trabaja en mejorar el equilibrio entre zonas.
Por otra parte, y a pesar de la esca-sa transparencia del país, se conocen en Occidente, episodios puntuales de protes-ta y conflictos étnicos. El conocido caso de Tiananmen (nunca bien aclarado) en 1989; noticias de opositores silenciados o salidos del país; la situación en el Tíbet desde la invasión de 1950 y el permanente conflicto con el Dalai Lama (exiliado en la India desde 1959); y casos como el de la minoría musulmana uigur. Además, Hong Kong con otra cultura y tradición más occidentalizada, resiste por el momento, e incluso se enfrenta activamente, a los
intentos de Pekín de aplicarle los mismos tratamientos restrictivos que al resto de China.
Hemos puesto “el sistema político” tanto en Fortalezas como en Debilidades: China tiene un sistema político peculiar, una especie de capitalismo duro insertado en un régimen comunista que se ha ido “suavizando” desde la época de Mao. Un gobierno completamente imbricado con el partido único (PCCh). Esto parece una evidente contradicción que habrá que ver como las autoridades (o el tiempo) van re-solviendo.
Como fortaleza, un sistema autocrá-tico permite una toma de decisiones rá-pida y sin oposición (casi inexistente), lo que, en principio, es bueno para la marcha del país. En general, su cultura tradicio-nal basada en la filosofía de Confucio y en religiones “pasivas” (budismo, sintoísmo, taoísmo, etc.), provoca que, aparentemen-te, se conformen con que el país funcione sin preocuparse demasiado del cómo: “No importa que el gato sea blanco o negro…”, como tan bien aprendió Felipe González.
Como debilidad, este mismo sistema es propenso a la corrupción, clientelismo, trapicheo, etc., como se ha visto recien-temente en purgas que han terminado incluso con condenas a la máxima pena.
Además, aspectos como la iniciativa personal y la creatividad (D), se ven poco valorados e incluso pueden llegar a ser penalizados. Aspecto agravado, por infor-maciones sobre un creciente control del gobierno sobre sus ciudadanos. Noticias recientes indican que, en ciertas zonas se está empezando a implantar una especie de “carnet social por puntos” para contro-lar el comportamiento y la “fidelidad” de los ciudadanos.
Por otra parte, empieza a surgir una preocupación por la “fuga de talentos” o su difícil retención. Hay datos de que mu-chos de los universitarios chinos gradua-dos en el extranjero encuentran oportu-nidades y se quedan en el país en donde han cursado estudios, en lugar de volver a China. El propio ministro de Ciencia y Tecnología, Xu Guanhua, lo reflejó en el artículo “Solo el talento puede salvar a la cultura y a la ciencia”, publicado en el People´s Daily, que posteriormente apare-ció en DYNA traducido (Octubre 2005).
2.2. OPORTUNIDADES Y AMENAZAS
Las oportunidades que está buscando y desarrollando actualmente China deri-van fundamentalmente de sus fortalezas: Exceso de capacidad productiva y de capi-
tal (F).Además, su apuesta por reducir la
contaminación ambiental le lleva a ser una destacada potencia en el desarrollo de las nuevas generaciones de energía nuclear de fisión (O) [3] y, muy probable-mente, a avanzar en la línea del desarrollo de tecnologías medioambientales (O).
En cuanto a la capacidad productiva (factor humano), al disponer de una po-blación tan numerosa, aunque su tasa de crecimiento actual está por debajo del 1%, siempre ha existido una “diáspora china” con importante presencia en gran parte del mundo. Presencia que, aunque sea a niveles básicos (comercio, hostele-ría), no deja de ser una puerta de entrada a las sociedades de acogida basada ade-más en una aproximación de respeto cul-tural mutuo, eso sí, de difícil integración. Sobre dicha base, ha “desembarcado” en diferentes países con una doble aproxi-mación económica y de personal. Así ha hecho fuertes inversiones en el Tercer Mundo (África, Latinoamérica), Este de Europa; y operaciones de compra de deu-da pública en muchos países occidentales incluido EEUU. [2]
En un apunte específico sobre la cre-ciente influencia China en Latinoamérica, conviene hacer dos consideraciones: i) un nuevo agravio a los EEUU que siempre han considerado el Cono Sur como su patio trasero (“América para los americanos”); ii) España ha podido perder ya su opor-tunidad para ejercer como puente con los países hispanoparlantes.
Estas estrategias chocan inevita-blemente con el gigante americano que empieza a convertirse en la principal amenaza de China, puesto que los EEUU ven peligrar su hegemonía en todos los terrenos y se sienten amenazados por la iniciativa estrella de la Nueva Ruta de la Seda (OBOR). La pregunta que planteó Mr. Song en su introducción ¿Por primera vez se sustituirá a la potencia dominante de forma pacífica? [1] resulta pues muy per-tinente.
Así pues, como amenazas (A), tendría-mos, por una parte:
· Un posible choque cultural tradu-cido en un problema de entendi-miento y mutua adaptación entre las culturas china y las de los países con los que se interrelacione. Aspec-to que no sabemos hasta qué punto puede frenar y dificultar los avances chinos.
· Y, por otra, dos importantes actores: - EEUU. En principio, la belico-
sidad puede provenir más de
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los americanos que de China, que parece estar jugando el papel de desarrollo pacífico. Trump, como sabemos, ya está enfrascado en una dura gue-rra comercial, cuya evolución dependerá de él y de sus su-cesores.
- India. Mientras todo el mun-do tiene puestos los ojos en China, podría suceder que este nuevo actor les adelantase por dentro de la curva (utilizando un símil motociclista). Debido a la influencia británica, India puede ser el país asiático más cercano a occidente. Dispone de ventajas como: extendido uso del inglés, alto nivel tec-nológico, importante presencia en las TICs; su gran población: 1.352 M en 2018 (muy cerca-na a la china). El PIB (aún muy lejos) $2.632 Billones en 2018, con unas cifras de crecimiento del 6 y 7% anual (Fuentes del Banco Mundial).
A su vez, también tiene algunas limita-ciones, como puede ser su amplio mosaico de etnias, castas y religiones, que dificulta
la cohesión nacional; y sus conflictos con sus “primos” y eternos enemigos: Pakistán y Bangladesh.
3. LA NUEVA RUTA DE LA SEDA: ONE BELT, ONE ROAD (OBOR)
Xi Jinping, quizá el líder más influ-yente desde Mao, mencionó por primera vez esta iniciativa en 2013 [2] como ins-trumento clave para situar a China en el mundo como la gran potencia que fue, y superar la convulsa historia y las frustra-ciones vividas en los siglos XIX y XX. OBOR no es un “proyecto” con unas fases clara-mente establecidas y definidas, sino más bien un “visión estratégica” que persigue generar una red de relaciones comerciales y de colaboración entre Oriente y Occi-dente que, de una forma u otra, abarcaría prácticamente todo el Globo.
El concepto “One Belt, One Road” pre-tende dar a entender que más que una ruta comercial en el sentido tradicional histórico, supone una estrategia en red o cinta trasportadora (belt), de rutas de transporte y acuerdos comerciales con los países de esta red, en su doble enfoque: terrestre y marítimo.
Por supuesto, semejante macro ini-
ciativa ha generado muchas reticencias, dudas y preguntas todavía sin respuesta. Por su parte, China enseña sus “manos blancas”: defiende “un marco histórico de convivencia armoniosa y enriquecimiento cultural mutuo” basado en “Cinco Princi-pios de coexistencia Pacífica” como mode-lo chino equivalente a los principios de la Declaración de los Derechos Humanos de la ONU [2].
En todo caso, es significativo que, al crear China en 2015 el “Banco Asiático de Inversión en Infraestructuras (AIIB)” como instrumento financiero para soportar esta iniciativa, el Reino Unido se postuló como socio fundador, ante el disgusto y oposi-ción de los americanos, seguido posterior-mente por otros quince países europeos. China conserva la mayoría del capital y, por consiguiente, de la toma de decisiones (26%).
En cuanto al desarrollo del OBOR, se plantea una ruta terrestre siguiendo la antigua ruta de la seda de Marco Polo y una serie de rutas marítimas (Figura 1). Evidentemente todo esto implica una can-tidad ingente de infraestructuras (Oportu-nidad) incluyendo el tren más largo del mundo “Pekín — Madrid” (pasando por todo Centroeuropa), además de una red
Figura 1. La nueva Ruta de la Seda. Fuente: Christina Müller-Markus. Universidad de Viena [2]
nnnnperspectiva Cod. 9479 | Economía del cambio tecnológico | 5306.99 Otras
236 | Dyna | Mayo-Junio 2020 | Vol. 95 nº3
de alianzas con los países de la ruta para establecer acuerdos comerciales.
4. CONCLUSIONES E INCÓGNITASPodríamos considerar que, en princi-
pio, China se ha caracterizado hasta ahora por atraer y comprar empresas y no ven-der. Su estrategia de expansión se podría definir como “light” y pacífica, no impo-ner nada y aceptar y respetar las culturas locales; frente a la USA de “colonización” (“cultura de la hamburguesa”).
Su expansión viene dada:· A través de la exportación de Capital
humano (productivo). · Ídem de capital financiero: Inversio-
nes, compra de deuda, etc.· Fuerte apuesta por las tecnologías
punteras: TICs (Huawei, Oppo, Xiao-mi,…); imanes de alta coercitividad, etc.
Uno de los sectores en el que se sien-ten fuertes es el de la construcción y la iniciativa “One Belt, One road” ofrece grandes oportunidades en ese campo.
Tampoco podemos obviar la fortaleza China en telefonía móvil y redes 5G. Hace bien poco (agosto 2019) se ha sabido que Oppo ha relegado a Apple al 4º puesto en la venta de móviles a nivel mundial, situándose en tercer lugar por detrás de Huawei (2ª) y Samsung (1ª), teniendo en cuenta que otra empresa China (Xiaomi) ocupa el 5º puesto (tres empresas chinas entre las cinco primeras). Casi simultánea-mente, Huawei ha presentado su nuevo sistema operativo HarmonyOS tendente a reemplazar el Android de Google, dadas las restricciones americanas.
A pesar de lo que esto pueda tener de amenazas o bravatas comerciales (al esti-lo de Trump), unido a la comentada supre-macía china en tierras raras (componentes claves en telefonía), no son de extrañar los nervios de Trump y sus medidas restric-tivas, sin descartar que en occidente se estén dando pasos discretos en la línea de desarrollar otras tecnologías con menor dependencia de estos materiales clave. Por otra parte, Europa, cogida en una tenaza entre las dos grandes potencias, puede ser la gran perdedora en esta guerra comer-cial. ¿Podría ser ésta, una estrategia con-junta con ese objetivo inconfesable?
Como conclusión podríamos plantear-nos las siguientes preguntas:
· China se está abriendo al exterior y esto es imparable. ¿Funcionará esta invasión “light”? ¿Por cuánto tiempo?
· Esta apertura es fundamentalmente hacia occidente en donde ya está
demostrando su potencial financie-ro pero además está empezando a participar en proyecto conjuntos de infraestructura, sin olvidar su cre-ciente presencia en países del tercer mundo de África y Sudamérica.
· China sufre grandes contradicciones internas, ¿podrá superarlas y re-conducirlas? ¿qué pasará con Hong Kong?
· ¿Se podrá llegar a una entente cor-dial entre superpotencias en aras a una cooperación mundial?
· ¿Quién ganará estas carreras tecno-lógicas?
· ¿Dónde situamos a India en este ta-blero geopolítico?
· ¿Qué pasará en la Unión Europea?
MÁS INCÓGNITASEn estos momentos, a punto de publi-
car el artículo, aparece un nuevo factor en la ecuación, con el que nadie había con-tado. Nunca ha sido más real el conocido refrán de “El hombre propone y Dios dispo-ne”, entendiendo por dios lo que cada uno juzgue más acorde con sus creencias.
¿Quién podría pensar en junio de 2019 (fecha de la conferencia) que iba a surgir un acontecimiento tan imprevisto, un “cis-ne negro” como la crisis del coronavirus?
En sus comienzos, a primeros de este 2020, nos preguntábamos cómo afectaría a la, hasta hace poco, pujante economía China que, sin embargo, ya lleva un par de años de desaceleración, como reflejan las cifras de crecimiento de su PIB.
Es evidente que dicha catástrofe sani-taria está teniendo una fuerte incidencia en China, cuna de la epidemia. El impacto en su economía es evidente. La caída de la producción y el consumo a causa de las medidas de emergencia de las autorida-des para mitigar la expansión del virus, ha sido muy relevante. Ya se habla de que este primer trimestre y, probablemente, incluso el segundo, se pueden dar por per-didos a efectos del PIB.
Pero en marzo se revierte el proceso: China empieza a salir de la crisis sanitaria, mientras en occidente, en un breve inter-valo de tiempo se suceden cuatro noticias muy significativas: la OMS declara al co-ronavirus pandemia mundial; casi inme-diatamente señala a Europa como el nuevo epicentro de la misma; España declara la situación de emergencia nacional sanitaria, y el inefable Trump hace lo mismo en USA.
Sin embargo, de lo poco que cono-cemos los autores sobre el pensamien-to oriental, sabemos que tiene variadas
reflexiones acerca de la tenue línea que separa la buena de la mala suerte. De un inesperado acontecimiento, que inicial y objetivamente parece malo, puede devenir una magnífica oportunidad, y viceversa.
En este sentido, el hecho de que China empiece a ver luz al final del túnel, puede ayudar a que de nuevo alcance una posi-ción de privilegio al poder empezar a to-mar medidas que relancen su economía e industria, mientras occidente se centra en combatir la crisis sanitaria.
Así que, apenas unos meses después de su comienzo, la gran pregunta pasa a ser ¿cómo afectará esta crisis del corona-virus a la economía mundial? Las conse-cuencias en las diferentes áreas geográ-ficas son muy difíciles de evaluar a medio plazo, aunque parece claro que habrá una fuerte incidencia en la economía globali-zada en la que vivimos. Posiblemente la Unión Europea sea una de las más afec-tadas. Tal como evoluciona la crisis, ya se están notando los efectos en varios países, España entre ellos.
En la parte positiva, que siempre exis-te, hay voces que empiezan a hablar de la gran oportunidad que esta pandemia nos ofrece para cambiar cosas, por ejemplo: construir una sociedad más justa y solida-ria, una economía más humana e inclusi-va, políticas orientadas al bien común y no al interés partidista, etc.
Así pues, continuando la lista de pre-guntas de más arriba, añadiremos:
· ¿Hasta qué punto sufrirá la econo-mía mundial?
· ¿Cómo quedará el equilibrio de po-der económico?
· ¿Aprenderemos algo de esta situa-ción?
Sólo el tiempo responderá estas cues-tiones, con permiso de los expertos que, sin duda, pronto nos adelantarán algunas predicciones.
REFERENCIAS[1] Capítulo Vasco del Club de Roma. Conferencia
de Jianhua Song. https://www.clubderomagv.org/2019-06-14-conferencia-debate-del-grupo-vasco-del-club-de-roma-jianhua-song/
[2] One Belt, One Road. El sueño chino y su impacto en Europa. CIDOB Barcelona. Centre for International Affairs. Mayo 2016. https://www.cidob.org/publicaciones/serie_de_publicacion/notes_internacionals/n1_148_one_belt_one_road_el_sueno_chino_y_su_impacto_sobre_europa/one_belt_one_road_el_sueno_chino_y_su_impacto_sobre_europa
[3] C. Jiménez, C. Queral. “La energía nuclear en China”. DYNA vol.92 nº2/3 (marzo-abril/mayo-junio 2017)
nota técnicannnnCod. 9434 | Organización y dirección de empresas | 5311.02 Gestión financiera
Mayo-Junio 2020 | Vol. 95 nº3 | Dyna | 237
La utilización de fuentes de energía renovables ha aumentado en las últimas décadas, pero el acceso al capital es la principal barrera en el denominado finan-ciamiento verde [1]. Los proyectos del sec-tor de energía renovable (proyectos RES) son generalmente más costosos, con mayor riesgo y un mayor plazo de recuperación. El crowdfunding se ha convertido en una nueva y atractiva fuente de financiación para proyectos RES, donde éstos son finan-ciados por una “multitud” de personas.
El proyecto Citizenergy1 creó un portal para poner en contacto a los ciudadanos interesados en invertir en proyectos RES con los empresarios que buscan fondos [2]. Este portal refuerza el trabajo de los pro-motores o huéspedes de la misma (plata-formas de crowdfunding de energía soste-nible y cooperativas) en la financiación de proyectos RES [2].
A continuación, se resumen las prin-cipales características de los 41 proyectos en el portal Citizenergy2. Existen un total de 16 promotores de un total de 11 países. Los proyectos RES más comunes se basan en las energías solares y eólicas con 22 y 8 proyectos, respectivamente.
El objetivo de inversión mediante crowdfunding de estos proyectos es supe-rior a 27 millones de euros siendo la re-lación entre la meta de financiación y la inversión total del 15%. En la fecha de rea-lización de este estudio, casi 15 millones de euros habían sido financiados. Los proyec-tos solares representan aproximadamente el 65 % del total de fondos recaudados y los proyectos eólicos el 23 %.
Con respecto a la clasificación de los modelos de negocio (business models o
1 Citizenergy Corsortium ha autorizado esta publicación.
2 Datos a Marzo de 2017.
BMs) establecida en [2], que se puede ver en la Figura 1, el BM de préstamo es el más utilizado, seguido por los bonos. Cuando la participación se mide a través de los fon-dos recaudados, los préstamos representan el 81% del total recaudado a través de la plataforma.
En el portal Citizenergy el promedio de duración de las campañas es de aproxima-damente de 5 meses. Los proyectos eólicos (117 días) requieren más tiempo que los solares (96 días), debido posiblemente a la mayor cantidad de capital necesario. Según los datos de los proyectos disponibles, el número total de ciudadanos participantes es cercano a los 9.500, y la inversión media ronda los 1.900 euros.
Hay un claro sesgo país en los proyec-tos financiados; cada huésped exclusiva-mente financia proyectos llevados a cabo en su país debido a aspectos regulatorios [2]. Sin embargo, la internacionalización de las plataformas está en auge.
Podemos concluir que el crowdfunding se ha convertido en un valioso recurso para atraer capital a los proyectos RES, pero que además sirve para que un mayor número de personas quieran participar con sus in-versiones en el apoyo a las energías reno-
vables. Las ventajas del principal BM em-pleado (préstamos) para los inversores son: acceso a PYMEs, rendimiento “predecible” a largo plazo, activos empelados como ga-rantía, contratos a largo plazo que reducen el riesgo de la inversión y baja correlación con otras inversiones [2]. El hecho de que las regulaciones sobre crowdfunding varíen entre países disuade la inversión, espe-cialmente la inversión transfronteriza [2]. De esta forma, consideramos necesario, al igual que [3], aumentar la armonización entre los Estados miembros de la UE con respecto al crowdfunding para proteger a los inversores.
REFERENCIAS[1] Lam, P.T.I. y Lawn, A.O.K. (2016). Crowdfunding
for renewable and sustainable energy projects: An exploratory case study approach, Renewable and Sustainable Energy Reviews, 60, 11–20. DOI: https://doi.org/10.1016/j.rser.2016.01.046
[2] Durán, P., Rodeiro, D. y Fernández, S. (2019). Cómo promocionar el desarrollo de proyectos de energía renovable mediante el crowdfunding: el caso Citizenergy. DYNA Management, 7(1) [12 p.]. DOI: http://dx.doi.org/10.6036/MN9213
[3] EBA (2019). Report on Regulatory perimeter, regulatory status and authorisation approaches in relation to FinTech activities. EBA Report. Disponible en http://acle.es/wp-content/uploads/2019/07/EBA-Report-regulatory-perimeter-and-authorisation-approaches-julio-2019.pdf
La financiación de proyectos de energía renovable mediante el crowdfunding: el proyecto Citizenergy
nnnn
Pablo Durán-Santomil, David Rodeiro-Pazos y Sara Fernández-LópezUniversidad de Santiago de Compostela (España)
DOI: http://dx.doi.org/10.6036/9434
Financing renewable energy projects through crowdfunding: the Citizenergy project
Fig. 1: Caracterización de los BMs según el riesgo, el coste, rentabilidad y plazo [2]
nnnnnota técnica Cod. 9449 | Organización y dirección de empresas | 5311.04 Organización de recursos humanos
238 | Dyna | Mayo-Junio 2020 | Vol. 95 nº3
Pese a que en algunas organizaciones rendimiento y potencial puedan tener fronteras difusas, realmente se trata de constructos claramente diferenciados. El rendimiento hace referencia a la habilidad y desempeño de un empleado en su posición actual, mientras que el potencial, recoge su capacidad para asumir exitosamente posiciones futuras. La pregunta es, cuál de estos factores incide en mayor grado en la promoción de empleados. La literatura académica parece apuntar al rendimiento, y diversos trabajos (por ejemplo [2] y [4]) han encontrado una correlación positiva entre rendimiento y promoción. De hecho, una reciente investigación [3], empleando una metodología basada en encuestas a 179 gerentes y profesionales de recursos humanos, concluía que, generalmente, las promociones se asignaban más en términos de rendimiento que de potencial.
A fin de analizar en detalle esta relación, se ha estudiado una muestra de 5.150 empleados de 26 países diferentes de una empresa de infraestructuras [1]. En primer lugar, se realizó un análisis factorial para identificar los constructos subyacentes en la evaluación de los empleados, que efectivamente se pudieron asociar a rendimiento y potencial. A continuación, se estimó un modelo de regresión logística utilizando como variable dependiente
el hecho de que cada empleado hubiese tenido o no aumento de sueldo. Las variables independientes consideradas fueron los dos factores calculados en el punto anterior, así como la posición del trabajador respecto al punto medio de la banda salarial. En lo que se refiere a esta última variable, se trata de la ratio entre el salario del empleado antes del proceso de promoción y el salario teórico medio en su correspondiente banda salarial. Valores por encima de 1 indican que el empleado tiene un salario superior al punto medio de su banda, y valores por debajo señalan lo contrario. Se observó que las tres variables del modelo resultaban significativas a un nivel de significación del 1%, y que el mayor efecto lo producían, en magnitud muy similar, el rendimiento y la posición respecto al punto medio de banda salarial. Es decir, parece que efectivamente el rendimiento incide más que el potencial en la probabilidad de recibir o no una subida salarial, lo que coincide con lo esperado de acuerdo a la literatura académica.
Sin embargo, se consideró de interés conocer no solo qué factores inciden en la subida salarial, sino diferenciar según el volumen de la misma. Para ello se establecieron tres categorías: sin subida, subida igual o inferior al 10%, y subida superior al 10%. Se ajustó entonces un modelo logit multinomial, pues el ordinal, aparentemente más adecuado para esta situación, no pudo ser utilizado por problemas de tipo técnico, al fallar el test de Brant. Al hacer esta distinción entre subidas salariales medias y altas, la importancia de las tres variables consideradas resultó radicalmente
distinta. En relación al nivel 1 (subida salarial inferior al 10%), se observó que el factor más relevante es el rendimiento. De hecho, a un nivel de significación del 5%, fue la única variable significativa. Dicho de otro modo, las promociones en este rango van ligadas, principalmente, al rendimiento. En lo que se refiere al nivel 2 (subida salarial superior
al 10%), sucede justo lo contario, pues son las variables de posición en la banda y potencial, las más relevantes, quedando el rendimiento en un tercer lugar y con un p-valor relativamente alto (0.03). Es decir, las subidas salariales más significativas parecen asociadas a empleados con alto potencial. Bien es cierto que estos empleados parecen presentar, adicionalmente, un buen rendimiento, pero el p-valor asociado a dicha variable introduce ciertas dudas de que realmente puedan considerarse lo que Cadigan et al. [3] denominan superstars (alto rendimento y alto potencial).
Una de las oportunidades que ofrece este estudio es profundizar en la defini-ción de potencial. Una vez demostrado que se trata de un constructo diferenciado y que tiene efectos salariales, sería inte-resante analizar cuáles son las actitudes o predictores que ayudan a los managers a identificar esa potencialidad, que por su propia esencia resulta extremadamen-te difícil de definir teóricamente y medir, pero que claramente tiene una entidad di-ferenciada del rendimiento en la mente de los managers.
REFERENCIAS[1] ARROYO-BARRIGÜETE, Jose Luis, ANTA-
CALLERSTEN, Carlos. NEW MODELS FOR ASSESSING PERFORMANCE AND SALARY IMPLICATIONS IN INFRASTRUCTURE COMPANIES. DYNA Management, January-December 2019, vol. 7, no. 1, [7 p.]. DOI: https://doi.org/10.6036/MN9285
[2] Breaugh JA. (2011). “Modeling the managerial promotion process”. Journal of Managerial Psychology. Vol. 26 p.264–277. DOI: https://doi. org/10.1108/02683941111124818
[3] Cadigan F, Kraichy D, Uggerslev K, et al. (2019). “Preferences for Performance versus Potential in Promotion Recommendations”. Canadian Journal of Administrative Science. DOI: https://doi.org/10.1002/cjas.1531
[4] Lyness KS, Heilman ME. (2006) “When fit is fundamental: performance evaluations and promotions of upper-level female and male managers”. Journal of Applied Psychology. Vol. 91-4 p. 777-785. DOI: http://dx.doi.org/10.1037/0021-9010.91.4.777
AGRADECIMIENTOSLos autores agradecen a ACCIONA su apoyo en este trabajo
¿De qué dependen las promociones en empresas de infraestructuras?
nnnn
Carlos Anta-Callersten1 y José-Luis Arroyo-Barrigüete2
1 ACCIONA (España)2 Universidad Pontificia Comillas (España)
DOI: http://dx.doi.org/10.6036/9449
What drives promotions in infrastructure companies?
nota técnicannnnCod. 9506 | Ciencia de los ordenadores | 1203.04 Inteligencia artificial
Mayo-Junio 2020 | Vol. 95 nº3 | Dyna | 239
Para identificar el tipo huella dactilar según la clasificación de Henry [1] a pe-sar tener ruido presente en la imagen de la huella, se usó la red neuronal artificial SOM de Teuvo Kohonen [2]. Esto se logra a partir de los patrones característicos de la huella dactilar, que son las orienta-ciones generadas por las crestas y valles propio de la huella, con imágenes para ser analizadas de dimensión 256x256, en porciones de 14x14 por cada orientación, obteniendo una matriz de orientaciones de dimensión 18x18 por cada huella. Con 100 imágenes de huellas redimensionadas a 256x256 en formato tif, obtenidas de UPEK Fingerprint Database para el entre-namiento de la red, ósea 25 imágenes por cada tipo de huella (RIGHT_LOOP, LEFT_LOOP, ARCO y WHORL), y representada después del entrenamiento en una ma-triz de índices (valuaciones de cada tipo de huella LEFT_LOOP=1, RIGHT_LOOP=2, WHORL=3 y ARCO=4) que grafica el agru-pamiento de los tipos de huellas. Lo inte-resante de la propuesta es que para ex-
traer las orientaciones correctas a pesar de presencia de ruido de tipo ‘sal y pimien-ta’ en la imagen que puede distorsionar la información que se desea obtener para un resultado o tratamiento posterior, se usó el filtro de dominio frecuencial de Gabor [3] con la representación matemática de:
este filtro genera la orientación a partir de una porción de la escena (de dimen-sión 14x14), siendo las orientaciones los patrones de entrada para la red neuronal SOM. Al aplicar este filtro se ha logrado reconocer y clasificar el tipo de huella a pesar de existir presencia de ruido. Para la comprobación se utilizó 80 nuevas huellas que no han sido parte del en-trenamiento, con resultados alentado-res, obteniendo una tasa de efectividad 100% para pruebas sin presencia de ruido (100% RIGHT_LOOP, 100% LEFT_LOOP, 100% ARCO y 100% WHORL) y 96.25% con presencia de ruido con densidad 0.03 (100% RIGHT_LOOP, 100% LEFT_LOOP, 95% ARCO y 90% WHORL), considerando este porcentaje en WHORL por que genera más ángulos en los delta de cada huella.
La propuesta de la investigación se debe considerar en aplicaciones futuras como registros nacionales de identifica-
ción reduciendo el espacio de búsqueda de un individuo por su tipo de huella, censos de población o Dermatoglypics, aplicaciones en dispositivos móviles de una red aprendida, etc. Así también re-comendar para futuras investigaciones la referencia del articulo base de esta inves-tigación de Huarote [4] donde se puede usar como pruebas de ruido al gaussiano, speckle, etc., así como previo al proceso de entrenamiento se puede aplicar el filtro de suavizamiento como sobel, mediana, etc., también aplicar morfología de la imagen como erosión, dilatación, adelgazamiento, etc., o filtros adicionales para resaltar el borde como canny, Roberts, etc.
REFERENCIAS[1] R. Henry Classification and Uses of Finger
Prints. Routledge, London, 1900[2] K. Teuvo, “Self-organizing maps” (Tercera ed.).
Berlin: Springer, 2001.[3] Millard, P. Comparing texture analysis methods
through classification. Photogrammetric Engineering and Remote Sensing.2003, vol. 69, nº 4, p 357-367.
[4] HUAROTE-ZEGARRA, Raul Eduardo, FLORES-MASIAS, Edward José. ex 9108_SOM NETWORK TO CLASSIFY TYPES OF FINGERPRINT WITH NOISE PRESENCE. DYNA New Technologies, January-December 2019, vol. 6, no. 1, [13 p.]. DOI: http://dx.doi.org/10.6036/NT9354
Clasificación de tipos de huella dactilar con ruido usando RED SOM
nnnn
Raúl-Eduardo Huarote-Zegarra1 y Edward-José Flores-Masías2
1 Universidad César Vallejo (Perú)2 Universidad Nacional Federico Villarreal (Perú)
DOI: http://dx.doi.org/10.6036/9506
Clasification of types of fingerprint with noise using RED SOM
nnnnnota técnica Cod. 9587 | Ingeniería y tecnología eléctricas | 3306.02 Aplicaciones electricas
240 | Dyna | Mayo-Junio 2020 | Vol. 95 nº3
La utilización de sistemas fotovoltaicos sin almacenamiento por baterías es una opción viable para suministro de agua en comunidades aisladas de la red eléctrica. El sistema es amigable con el medio ambiente reduciendo la dependencia de combustibles fósiles además que reduce el costo del sistema de bombeo e incrementa su tiempo de vida útil [1], [2]. El sistema consiste en la interconexión directa de un arreglo fotovoltaico, un inversor puente H con Mosfet´s , un filtro pasabajos LC y una carga de corriente alterna (ca).
Para alimentar al inversor, módulos fotovoltaicos se conectan en serie logrando el voltaje necesario de corriente directa (cd). El inversor convierte el voltaje de cd de los paneles solares a un voltaje rectangular de ca modulado en anchura de pulso sinusoidal, el cual pasa por el filtro pasabajos proporcionando el voltaje sinusoidal requerido por la carga de ca.
Para optimizar en la transferencia de potencia del arreglo fotovoltaico a la carga de ca es importante realizar un buen diseño del sistema, el cual es presentado en [3]. A partir del modelo promediado presentado en [3] se facilita el dimensionamiento de los elementos pasivos del circuito. En este caso se presta especial atención en el dimensionamiento del filtro capacitivo del bus de cd el cual, presenta un rizo de voltaje al doble de la frecuencia del voltaje de salida. El capacitor del bus de cd queda definido por la ecuación (1).
(1)
Donde:Ppv es la potencia nominal del arreglo
fotovoltaico.Vpv es el voltaje nominal del arreglo
fotovoltaico.
es la frecuencia angular y f la frecuencia a señal fundamental del voltaje de salida.
es el factor de rizo y es el rizo de voltaje en el bus de cd.
q es el ángulo de desfasamiento entre la componente fundamental del voltaje de salida del inversor y la corriente de salida del inversor.
Se realiza la validación de la ecuación (1) mediante la implementación de un circuito experimental con los datos de la tabla I.
El punto de máxima potencia se obtuvo de forma manual, ajustando la amplitud de la señal moduladora.
La Fig. 1 muestra el voltaje y la corriente en la carga, así como el rizo de voltaje en el bus de cd. Se puede observar que la corriente está desfasada con respecto al voltaje, el
factor de potencia es . Se observa un rizo de voltaje al doble de la frecuencia del voltaje de salida el cual tiene un valor de
el cual se aproxima al valor esperado según la ecuación (1).
El experimento de laboratorio permitió validar el análisis presentado en [3] para el dimensionamiento del filtro capacitivo del bus de cd.
Se agradece al Instituto Tecnológico de Sonora (ITSON) por los fondos proporcionados a través de los programas PROFAPI y PFCE para el desarrollo del proyecto.
REFERENCIAS[1] S. S. CHANDEL, M. N. NAIK and R.
CHANDEL. “Review of solar photovoltaic water pumping system technology for irrigation and community drinking water supplies”. Renewable and Sustainable Energy Reviews. 2015. pp. 1084-1099. DOI: https://doi.org/10.1016/j.rser.2015.04.083.
[2] Sontake, Vimal Chand, and Vilas R. Kalamkar. “Solar photovoltaic water pumping system-A comprehensive review”. Renewable and Sustainable Energy Reviews. 2016. DOI: https://doi.org/10.1016/j.rser.2016.01.021.
[3] J. A. B. JIMÉNEZ, J. P. RAMIREZ y G. G. ELIZALDE. “modelado del inversor monofásico para investigar el efecto del rizo de baja frecuencia en el filtro capacitivo de entrada en sistemas fotovoltaicos aislados”. DYNA Energía y Sostenibilidad. 2019. vol. 8. nº 1. DOI: http://dx.doi.org/10.6036/ES9233.
Validación del dimensionamiento del filtro capacitivo de entrada en un sistema fotovoltaico aislado sin baterías para cargas en CA
nnnn
José Beristáin-Jiménez, Javier Pérez-Ramírez y Guillermo Gámez-ElizaldeInstituto Tecnológico de Sonora (México)
DOI: http://dx.doi.org/10.6036/9587
Validation of sizing the capacitive input filter in an isolated photovoltaic system without batteries for AC loads
Descripción Valor
Voltaje óptimo de operación, Vmp 423 V
Corriente óptima de operación, Imp 1.33 A
Potencia máxima, Pmp 564 W
Voltaje efectivo de salida, VM 127 V(rms)
Frecuencia del voltaje de salida, fM 60 Hz
Frecuencia de conmutación del inversor, fs 9600 Hz
Filtro capacitivo de entrada, Ci 511 uF
Inductor del filtro de salida, L 12.34 mH
Capacitor del filtro de salida, C 11.8 uF
Parte inductiva de la carga, LM 44.138 mH
Parte resistiva de la carga, RM 17 Ω
Incremento de voltaje en Ci, 14.33 V
Tabla I . Valores utilizados para el circuito experimental
Fig. 1: Formas de onda del rizo de voltaje en el bus de cd y en la carga
colaboraciónnnnn
Mayo - Junio 2020 | Vol. 95 nº3 | 241/245 | Dyna | 241
Cod. 9585 | Tecnología de materiales | 3312.99 Otras
1. INTRODUCCIÓNLa complejidad de los elementos que
se superponen en la materialización de un objeto o arquitectura conformada por un entramado de fibras se puede describir en la relación sistemática existente entre las siguientes variables: Material – Corte – Entramado – Geometría/superficie – Constructividad (factores físico- constructivos).
Los materiales vienen determinados por unas características propias de resistencia y flexibilidad, que se vinculan directamente a la estructura del objeto final. Las superficies armadas a partir de fibras obtenidas de los cortes del bambú proporcionan diferentes resultados en función de la especie y de la selección anatómica que se realice a partir del corte (cara interna, cara externa o ambas caras de la caña de bambú [1]).
La densidad, cantidad y tipo de haces vasculares (tejidos conductivos), de parénquima (almacenamiento) y de fibras (tejido de sostén) del bambú dan como resultado una determinada resistencia mecánica [2]. La parte externa de la caña de bambú al presentar mayor cantidad de fibras y mayor densidad aumenta su rigidez a diferencia de la cara interior que funciona mejor a compresión. Con lo cual los cortes dan opción a diferentes modos de uso del materia [3].
Por otra parte, los tejidos o entramados realizados con los cortes se pueden considerar nuevos patrones que tienen similitud con los tejidos de la naturaleza, ya que en los dos casos existe una ley intrínseca geométrica.
Las geometrías se determinan mediante su propia génesis y la manifestación de las
acciones físicas para su estabilidad (líneas de fuerzas) [4].
De esta manera se establece un nuevo orden “artificial” de fibras que es el entrelazado, existente en todas las escalas, formando siempre relaciones de estabilidad entre las partes.
1.1 ELEMENTOS CONSTRUCTIVOS TEJIDOS
En la náutica se puede observar la evo-lución del uso de las fibras naturales para cordelería y cables. El conocimiento de las fibras en las diferentes comunidades fue dando pie a los avances y nuevos usos vinculados al mundo marítimo. Las prime-ras representaciones egipcias (4000-3500 a.C.) describen el uso de cordelería vincu-lados a obras de ingeniería, construcción y navegación y se puede observar también su proceso de generación y producción [5]. La estructura de las cuerdas, cuerpo longitudinal y cilíndrico compuesto por fibras flexibles donde su sección es me-nor que su longitud, es un conjunto de fi-bras organizadas habitualmente de forma helicoidal y que trabajan a tracción au-
mentando su rozamiento interno cuando son sometidas a tensión. Los trenzados son superposiciones de fibras que pue-den a su vez estar torsionadas o no, que trabajan de forma conjunta. Las cuerdas pueden ser sencillas o más complejas se-gún el número de cabos que se utilicen [6]. En particular se puede destacar la uti-lización de tiras de bambú de diferentes dimensiones a lo largo de la historia de la construcción en China, utilizadas con-formando, por ejemplo, cuerdas de bambú para remolques, puentes suspendidos o gaviones por su buena resistencia mecá-nica [7]. Las cuerdas y cables de bambú conformaban tenso estructuras sin piezas metálicas añadidas como es el caso del puente suspendido Quan Xian (S. III d.C). Según indica Bárbaro G. (2007) un cable de bambú de 5 cm de diámetro sometido a tracción puede resistir hasta 4 tonela-das de carga [8]. Los cables se componen por 3 o más cuerdas torsionadas sobre sí mismas (aumentando así el coeficiente de fricción) y trenzadas entre sí, donde las fi-bras interiores se componen de cortes de la cara interna del bambú que al entrar en tensión la cuerda las comprimirá aumen-tando la fricción interna. Por el contrario las fibras externas de la cuerda se obtie-nen de los cortes que aíslan la cara exter-na del bambú para proteger el conjunto y por tener mayor resistencia mecánica [8]. López Hidalgo (2003) explica en sus es-
Fig. 1: Representación de tejidos: hexagonal (izquierda) y ortogonal (derecha)
Geometrías tejidas con fibras de bambú para su materialización como estructuras estables
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Eugenia Muscio1, Byron-Sebastián Almeida-Chicaiza1,2 y Jesús Anaya-Díaz1
1 Universidad Politécnica de Madrid. Escuela Técnica Superior de Arquitectura (España).
2 Universidad de Guayaquil. Facultad de Arquitectura y Urbanismo (Ecuador).
DOI: http://dx.doi.org/10.6036/9585
Geometries woven with bamboo fibers for their materialization as stable structures
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tudios que las cañas de bambú utilizadas en China para la construcción de cuerdas fueron bambúes jóvenes que daban mayor flexibilidad a los cortes. En los resultados obtenidos de los ensayos que realizó con las cuerdas utilizadas en el río Yangtse se pudo observar que las cuerdas sometidas a tracción alcanzaban los 1800 kg/cm2 antes de llegar a la rotura de las fibras in-teriores más tiernas [9].
El tejido de gaviones es una de las téc-nicas más tradicionales de la ingeniería hidráulica de Asia, en particular de China. Realizados con tejidos hexagonales (Fi-gura 1) a partir de los cortes de la cara externa de la caña de bambú que presenta mayor contenido en sílice y mayor grave-dad especifica. Son elementos constructi-vos permeables, que requieren resistencia a fricción [7]. Se realizaban geometrías de forma cilíndrica u ovalada, con teji-dos hexagonales cuyas aberturas debían ser de menor tamaño que las piedras que albergaban dentro. El solape de los cor-tes de bambú (las tiras) alcanza unos 30 cm y en algunas ocasiones los nudos de entrelazado se reforzaban con atados de otras fibras.
López Hidalgo (2003) indica que la longitud utilizada hoy en día más común es de 60 pies para gaviones entrelazados con bambú [9].
Otra de las técnicas tradicionales de tejidos con bambú es la quincha o baha-reque, que se puede encontrar en Asia, África y América del sur principalmente. Son entramados planos que construyen cerramientos, tanto descubiertos como recubiertos por barro conformando un muro. Esta técnica constructiva se conoce con diferentes nombres según su origen, pero se mantienen los mismos principios de armado. Muchas veces requiere de un marco estructural que rigidiza el tejido. Son entrelazados con tramas realizadas con cortes de 1/4 de caña de bambú (pue-de variar según la especie de bambú ya que cambia su diámetro total) y urdimbres de 1/4, 1/2 o caña entera. La resistencia mecánica requerida para la urdimbre debe ser superior a la de la trama, ya que recibe mayores esfuerzos por constituir el entra-mado [10].
1.2. EL BAMBÚAl trabajar con un material vegetal
las características de resistencia mecáni-ca dependerán de la especie y del corte que se realice ya que estos factores están determinados por la disposición anatómi-ca [1]. En el caso del bambú las fibras se disponen de forma longitudinal a lo largo de la caña y la presencia de nudos, a modo
de interrupciones, son rigidizaciones con-secuencia del cambio en la dirección de las fibras. Las distintas especies de bambú que presentan a su vez sus características anatómicas particulares las hacen idóneas para diferentes usos.
Realizando un corte horizontal a la caña de bambú se puede observar mayor densidad de haces vasculares en el borde externo y que van disminuyendo hacia el interior de la caña y al revés en relación con el parénquima que tiene menor pre-sencia hacia la cara externa. Las fibras que
rodean los haces vasculares otorgan gran resistencia a tracción a la caña de bambú [1] y tienen mayor longitud cuanto más cerca a la cara externa de la caña estén.
1.2.1 El bambú asiáticoLos bambúes asiáticos son especial-
mente idóneos para el desarrollo de en-trelazados por presentar rizomas lepto-morfos o monopodiales lo que facilita su separación en tiras y la realización de sub-divisiones mediante cortes, esto es por la distribución conjunta de fibras en vainas
Fig. 2: Estudio comparativo - análisis gráfico de entramados. Resumen de los datos obtenidos de una misma superficie de muestra
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a lo largo de la caña [1]. En particular la especie de bambú Phyllostachys bambus-oides, que se la conoce como Madake, es un bambú muy utilizado principalmente en Japón y China hasta la actualidad para la constitución de cestería ya que alcanza los 40 cm de distancia entrenudos y hasta 15 cm de diámetro.
1.3 TEJIDOS Y ANÁLISIS ESTRUCTURAL
Según el número de tiras o fibras que se entrelazan se pueden clasificar como biaxiales o triaxiales [11], lo que varía a su vez el nudo de entrelazado y las su-perposiciones de capas. De forma global se pueden clasificar en tejidos de base or-togonal y tejidos triangulados o de base hexagonal. La propia geometría del teji-do determina la curvatura admisible del conjunto y condiciona la flexibilidad que requiere el material para desarrollarse. Los tejidos hexagonales son geométricamente triángulos regulares y hexágonos alterna-dos, con una triangulación otorga estabi-lidad al conjunto (figura 1) y con ángulos entre fibras de 60º y 120º formando nudos de entrelazado con superposiciones de dos capas de cortes de bambú que responden a un ritmo de cruce (1/1/1) (una fibra pasa por encima de otra fibra) y ritmo de tejido (3,6,3,6) lo que significa que cada vértice está rodeado geometrías con tres lados y seis lados: de un triángulo, un hexágono, un triángulo y un hexágono como orden de teselación geométrica [4][12].
Los entrelazados ortogonales con fi-bras cruzadas a 90º tienen nudos con dos capas superpuestas, pero con menor superficie de superposición que en los tejidos hexagonales al no presentar incli-nación. Tienen un ritmo de cruce (1/1/1) (cada fibra pasa por encima de una fibra) y un ritmo de tejido (4/4/4/4) ya que cada vértice se rodea de geometrías de cuatro lados (figura 1).
A partir de la selección de tejidos rea-lizada por López Hidalgo (2003), descar-tando los entramados que presentaban complejidad para su construcción a escala arquitectónica, se realizó un estudio grá-fico de 17 entramados. Dicho análisis dio como resultado un cuadro resumen que permitió comparar la superficie de fric-ción, los porcentajes de superficie tejida y vacía y conocer el número de capas super-puestas (Figura 2).
Se observa que la mayor parte de los casos de estudio la superficie de fricción es igual al 50% del tejido o mayor, dato que se obtuvo como resultado del ancho de la fibra utilizada en la muestra y el número de capas superpuestas. Siete de los diecisiete
casos estudiados presentan cruces de dos fibras en los nudos de entrelazado.
1.3.1. Los cortes tipo que posibilitan la constitución de tejidos
El primer análisis se establece vin-culando el comportamiento mecánico/constructivo con la anatomía general del bambú a partir de los cortes determinando su mejor respuesta mecánica [13].
López Hidalgo (2003) describe que Bauman (1912) fue de los primeros en estudiar la diferencia en la resistencia mecánica entre las caras de la cañas de bambú obteniendo como resultado que la resistencia a tracción de la cara externa de un bambú Phyllostachys nigra era de 3.068 kg/cm2 y de la cara interior era de 1.594 kg/cm2 [9]. Estos resultados tienen su origen en la composición anatómica de cada una de las caras del bambú, favore-ciendo su resistencia a tracción en la cara externa y su resistencia a compresión en la cara interna.
A su vez el corte de la caña según la altura varía su resistencia mecánica. La cepa, la parte media y el ápice (la parte más alta de la caña) se diferencian por su distancia entre nudos y por la presencia de mayor o menor haces vasculares y fi-bras relacionados con el grosor de pared que es cónico en las cañas de bambú. Es por esto que la cepa es más propicia para soportar esfuerzos a compresión presen-tando menor distancia entre nudos, mayor grosor de pared y diámetro de caña. En la parte media de la caña aumenta la dis-
tancia entre nudos y disminuye progresi-vamente el diámetro de la caña, lo que lo hace propicio para esfuerzos a tracción. El ápice tiene mayor distancia entre nudos, y el diámetro es menor siendo la parte más flexible de la caña de bambú.
Mediante el análisis de radio de curvatura / tipo de corte (Figura 3), se establecieron las posibilidades que ofrece un bambú determinado según el corte que se realice para ser utilizado en la generación de superficies espaciales (teniendo en cuenta la geometría del corte, no su condición anatómica). Se definió la curvatura como la inversa del radio de curvatura y se dejaron las variables de la carga (P), la longitud del corte (L) y módulo de elasticidad del bambú (E) sin datos concretos, estableciendo un método de análisis abierto. Se consideró como dato un bambú con diámetro 120 mm (D) y con diámetro interior 100 mm (d) con los cuales se estableció como punto de partida la obtención de los momentos de inercia (Ix) de los diferentes cortes de la caña planteados en el análisis (caña entera:1, 1/2, 1/4, 1/8, menor que 1/8). La gráfica resultante muestra una diagonal ascendente a mediada que el corte de la caña tiene menor sección favoreciendo la curvatura. También se puede observar un salto cuantitativo en referencia a la curvatura admisible entre los cortes de 1/2 de caña y 1/4 de caña que puede tener que ver con el momento de inercia y la geometría del corte que pasa a ser más plano.
Fig. 3: Estudio analítico de la curvatura admisible según el corte de la caña de bambú, teniendo como dato el momento de inercia Ix del corte realizado
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1.4. SUPERPOSICIÓN DE CORTES EN FIBRAS DE BAMBÚ
Otra variable que se presenta es la re-lación entre la superposición de cortes y la flecha admisible. Se pudo evaluar te-niendo como parámetro el momento de inercia (Ix) de cada corte en particular y realizando una estimación utilizando la ecuación de equilibrio considerando para el cálculo los mismos datos que se descri-ben en la Figura 3. En el siguiente estudio se tiene en cuenta exclusivamente la geo-metría del corte, y no hace referencia a la anatomía del bambú (Figura 4). Se puede observar que la se produce un salto en la gráfica cuando los cortes de 1/8 de caña de bambú se analizan con otro corte de bambú, al disminuir su momento de iner-cia (Ix).
2. ESTUDIO ANALÍTICOAnatómicamente son muchos los as-
pectos que definen un género y/o una es-
pecie de bambú y se pueden particularizar las características mecánicas de cada uno de ellos. A modo de resumen las caracte-rísticas más destacadas sobre la anatomía del bambú que hacen referencia a cues-tiones de interés vinculadas a la construc-tividad de entramados se pueden observar en la Figura 5.
La metodología de análisis se realizó distinguiendo tres niveles: bajo, medio y alto, en cuanto a la cantidad e índice que dará la respuesta más favorable en la constitución de entramados.
El módulo de elasticidad, que es una característica propia de la especie, inci-de directamente en el radio de curvatura admisible del corte de la caña (tal como se explica en la fórmula de la Figura 3 la relación entre estos dos aspectos es inver-samente proporcional). Esto afecta tam-bién a la curvatura del nudo de entrela-zado y puede ser una de las variables que determine el tipo de tejido susceptible de ser constituido con determinada especie de bambú. Por estas razones se indica en la figura 5 que el módulo de elasticidad cuanto menor sea más fácil será realizar el tejido.
El porcentaje de fibras y parénqui-ma presentes en las caras de la caña de bambú varía la resistencia a tracción o compresión. Las fibras dispuestas en di-rección longitudinal otorgan resistencia mecánica, favorecen el trabajo a tracción y la curvatura de las tiras. El parénquima absorbe la compresión.
La longitud de fibras y la distancia en-tre nudos de una caña facilitan la reali-zación de cortes y dan mayor flexibilidad admitiendo más curvatura.
La gravedad específica es la densidad de fibras por área (0,5 – 0,9 gr/cm3 [9]), cuanto mayor es mayor será su rigidez.
Las distintas especies se constituyen con diferentes anchos de paredes, cuanto
menor es su ancho, mayor densidad de fi-bras habrá, o sea que la cara externa pre-valecerá frente a la interna.
Por otro lado, el estudio de los tejidos con fibras de bambú se puede establecer en dos escalas analíticas: la escala gene-ral de la geometría y la escala de detalle del nudo de entrelazado; en los dos ca-sos se estudia la curvatura requerida para poder constituirlo. Vinculando los cortes del bambú, los nudos de entrelazado y las curvaturas admisibles se obtiene un pri-mer acercamiento a la superposición de las fibras que lleva implícita una curvatura a escala de detalle. El comportamiento del material en relación al nudo de entrela-zado, que es el punto del tejido donde se superponen dos o más fibras, requiere de una curvatura en su cruce. Para su estudio se puede determinar que existe una dis-tancia entre fibra y fibra que dependerá del patrón de entrelazado y de la super-posición de capas de fibras que conlleve. Conociendo dicha distancia se puede de-terminar si la especie de bambú utilizada y el corte realizado admiten la curvatura necesaria para realizar el entrelazado de-seado.
3. RESULTADOSSe relacionaron gráficamente los datos
obtenidos en el estudio analítico de la fle-cha admisible según los cortes superpues-tos de la caña de bambú (Figura 4), los patrones de entramado hexagonal (Figura 1, izquierda), ortogonal (Figura 1, dere-cha), irregular y torsionado, además de las superficies admisibles. Se puede observar que los patrones de entramado hexagonal y ortogonal presentan la misma jerarquía entre tramas (fibras que se entrelazan o fibras activas) y urdimbres (fibras rígidas sobre las que pasan las tramas o fibras pasivas). El tejido irregular al ser un en-trelazado sin orden se va adaptando a la superficie que se busque construir dando estabilidad por densidad y fricción. El te-jido torsionado canónico utiliza diferentes condiciones entre la trama y la urdimbre, una requiere mayor flexibilidad y la otra requiere mayor resistencia mecánica para soportar la tensión del entramado y per-manecer estable.
Los entramados hexagonal y ortogonal presentan mayor facilidad de entrelazado con los cortes de bambú de 1/4 de caña hasta 1/8 de caña, ya que estos dos patro-nes presentan un ritmo continuo de nudos de entramado lo que hace que se requie-ran cortes con mayor curvatura admisible, más aún cuando aumenta la densidad de fibras en el tejido. Los entramados torsio-
Fig. 4: Estudio analítico de la flecha admisible según los cortes superpuestos de la caña de bambú. Siendo L: Longitud del corte, L´: Longitud del corte 2, P: Carga puntual, E: Módulo de elasticidad del bambú analizado, I: Momento de Inercia del corte, I´: Momento de Inercia del corte2. Teniendo como dato el momento de inercia Ix del corte realizado de un bambú diámetro exterior (D):120 mm y un diámetro interior (d): 100 mm
Fig. 5: Aspectos anatómicos del bambú. Características ideales de cantidades/grados para obtener mejor respuesta en la constitución de entramados
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nados admiten mayor variedad de cortes ya que sus fibras requieren por un lado flexibilidad y por otro lado resistencia. En referencia a las superficies no desarrolla-bles (anticlásticas) las cuales pueden ser regladas admiten cañas sin curvatura para poder ejecutarse, por lo tanto mayor varie-dad de cortes y entrelazados. Se represen-tan también las superficies desarrollables y sinclásticas (superficies no desarrollables en las cuales tienen una misma curvatu-ra para todos sus puntos) en las cuales se necesita curvatura de los cortes de bambú para poder ejecutarse.
4. CONCLUSIONESEs posible conocer las variables y sus
relaciones en la constitución de un entra-mado a cualquier escala mediante el estu-dio de las diferentes partes que interfieren en la materialización de un tejido con fi-bras de bambú.
Se puede concluir que la selección del género y de la especie de bambú para reali-zar una estructura estable con entrelazado o tejido es uno de los primeros pasos para definir el comportamiento estructural final de una superficie espacial tejida. La infor-mación sobre el tipo de rizoma, el módulo de elasticidad de la especie de bambú, la longitud de fibras de la planta y la distan-cia entre nudos del bambú influyen en la respuesta mecánica de los cortes. Se reali-za de este modo una selección del material natural bajo un criterio científico.
Los cortes, además de determinar la resistencia de la fibra obtenida, definen los radios de curvatura mínimos que estos admiten y teniendo en cuenta la distancia entre urdimbres se puede determinar si el patrón de entramado es posible de ser utili-zado. El análisis de la superposición de cor-tes de bambú muestra que existen saltos en la flecha admisible según sea la com-binación de cortes (1, 1/2, 1/4, 1/8) para
formar el entramado teniendo en cuenta el momento de inercia de los cortes.
Se plantea como siguiente objetivo de análisis el estudio comparativo del com-portamiento estructural de tejidos con patrón hexagonal y tejidos con patrón or-togonal, mediante un software de cálculo, para identificar los esfuerzos de las fibras y los desplazamientos que se producen en el conjunto.
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taxonomía, anatomía, silvicultura y usos de los bambúes del nuevo mundo,” Cátedra Maestria en Construccion. Módulo Guadua, Arquitectura, Universidad Nacional de Colombia, Bogotá, Colombia, 2002.
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Fig. 6: Relación entre la flecha máxima de los cortes de bambú formando una superposición a modo de entramado, los tejidos y las curvaturas en las superficies
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Las estructuras aporticadas son el esquema resistente más habitual en edificación para soportar las cargas que se generan durante su vida útil. Normalmente, en edificación convencional, son las acciones gravitatorias (pesos propios, cargas muertas y sobrecargas de uso) las que determinan el dimensionado de los pórticos. Las acciones horizontales no suelen ser las de mayor cuantía salvo en edificaciones de cierta altura, en las cuales se hace necesario plantear esquemas resistentes específicos para resistir las cargas de viento. En general para este tipo de acciones será necesario conseguir intraslacionalizar o arriostrar la estructura, o al menos dotarla de un cierto núcleo rígido que pueda ser capaz de absorber estas cargas [1].
La principal diferencia que se puede encontrar entre el efecto causado por las acciones gravitatorias y las horizontales es que mientras que en el primer caso el sentido de las cargas es siempre el de la gravedad, en el caso de las acciones ho-rizontales el sentido puede variar y con-secuentemente el signo de los esfuerzos. Es más, bajo la actuación de las acciones gravitatorias aparecen flexiones princi-palmente en los soportes exteriores de los pórticos, mientras que al actuar cargas horizontales aparecen flexiones en cabe-za de todos los soportes, no sólo en los exteriores.
Muy diferente es el planteamiento resistente que se debe buscar como solución a la actuación sobre un pórtico de fuerzas horizontales de carácter
sísmico. En estos casos el volumen de fuerza a resistir no depende sólo de la ubicación de la estructura, sino que depende de su propia configuración y distribución de masas y rigideces. Es decir, que mientras que para el caso de las acciones de viento el valor de la acción es un dato independiente del dimensionado de la estructura, en el caso de la acción sísmica estas fuerzas dependen de la propia estructura dimensionada [2].
La anterior cuestión y la problemáti-ca asociada al diseño de los nudos de los pórticos bajo este tipo de cargas son los motivos que han llevado al estudio que se desarrolla en este documento, en el que se ha analizado un caso particular de un pórtico singular de hormigón construi-do en una zona de alta sismicidad. Dicho pórtico se ha estudiado mediante mode-los de elementos finitos que han permi-tido validar los modelos simplificados de bielas y tirantes (en adelante ByT) que se han utilizado para el dimensionado de las armaduras finalmente dispuestas.
1. PROBLEMÁTICA ANALIZADA
1.1. LA ACCIÓN SÍSMICA Y SU INFLUENCIA EN EL DISEÑO RESISTENTE
La acción horizontal más importante
frente a la que se puede llegar a tener que diseñar una edificación es la acción debida a la aceleración del terreno generada por un evento sísmico. Esta acción se producirá sólo en aquellas zonas susceptibles, las cuales quedarán caracterizadas así en los correspondientes mapas sísmicos, en los que además se evalúa la intensidad máxima de dichos eventos esperable para un determinado periodo de retorno.
Una vez determinada la aceleración que actúa sobre la base de la estructura, habrán de calcularse las fuerzas de iner-cia generadas, que podrán ser obtenidas a partir de los denominados espectros elásticos de respuesta, donde se estable-cerán las aceleraciones generadas para cada modo de vibración de la estructu-ra. El análisis dinámico se podrá realizar mediante un análisis modal espectral, de tal forma que se integre el efecto de cada modo de vibración individual sobre el con-junto, en base a los coeficientes de parti-cipación y masas movilizadas.
Los valores habituales de los periodos principales de las estructuras de edificación suelen situarse en la rama descendente de los espectros de respuesta. En estos casos, dado que los periodos propios son proporcionales a la raíz cuadrada del cociente de la masa movilizada y la rigidez de la estructura, resultará entonces que a igualdad de masa movilizada el aumento de rigidez de la estructura implicará una disminución del periodo propio y por lo tanto un aumento de la acción sísmica a resistir, tal y como se muestra en la Figura 1. Es decir, que al
Fig. 1: Efecto sobre el espectro elástico de respuesta del incremento de rigidez
Metodología de diseño de porticos sometidos a acciones horizontales. Análisis de un caso particular
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Luis Carrillo-Alonso, Alvaro Picazo-Iranzo y Juan-Antonio Alonso-VeraUniversidad Politécnica de Madrid. Escuela Técnica Superior de Edificación (España)
DOI: http://dx.doi.org/10.6036/9583
Design methodology for portal frames of building structures under horizontal forces. Particular case analysed
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contrario de lo que sería habitual en una estructura bajo acciones no sísmicas, el aumento de rigidez no lleva a la solución del problema resistente.
De esta forma, en zonas con una cierta sismicidad, se aconseja plantear estrategias de diseño sísmico basadas en la flexibilización de la estructura, considerando en ese sentido el efecto de las cimentaciones profundas mediante pilotes o pilas-pilote. La contrapartida a este planteamiento es que habrá que tener en cuenta la compatibilidad de las mayores deformaciones generadas.
Conjuntamente con las anteriores ideas, se pueden desarrollar diseños que busquen la disipación de la acción sís-mica mediante la plastificación de cier-tos elementos de una estructura (rótu-las plásticas). La acción sísmica se vería así reducida en proporción a la energía empleada en la deformación de los ma-teriales por encima de su rango elástico, siempre que la estructura haya sido di-señada para desarrollar dicha demanda de ductilidad. Este planteamiento será el único económicamente viable en zonas de alta sismicidad [3] [4]. El denomina-do diseño por capacidad permitirá pro-yectar entonces ciertos elementos como “fusibles”, normalmente soportes, donde se producirá la plastificación de los ma-teriales, de manera que se establezca un límite en el valor de la acción sísmica a generarse sobre la estructura. Eso sí, el resto de elementos de la estructura de-ben quedar protegidos por capacidad, garantizándose su “sobrerresistencia” respecto de los máximos esfuerzos que se desarrollarían en los elementos fusi-bles. De esta forma se pretende asegurar que sólo se alcanza la plastificación en aquellos elementos que se han diseñado para ello.
Este planteamiento implica la asun-ción como “peaje” de un cierto daño en la estructura después del evento sísmico, el cual requerirá de su reparación poste-riormente. Si quisiera evitarse el daño en la estructura, ésta debería quedar siempre en el rango elástico al actuar la acción sís-mica, por lo que la única forma de reducir las fuerzas a considerar, más allá de su máxima flexibilización posible, sería con-seguir su aislamiento mediante elementos de conexión con capacidad para disipar energía como aparatos de apoyo de alto amortiguamiento, apoyos con núcleo de plomo, amortiguadores, etc. [5]
En el caso específico de estructuras aporticadas de hormigón, en las que no se use ningún sistema de aislamiento y se recurra únicamente a la ductilidad como
estrategia sísmica, será especialmen-te importante el diseño de los nudos de conexión entre soportes y dinteles, dado que será en estos puntos donde se espe-raría la formación de rótulas plásticas. De esta forma, tanto los materiales como los detalles de armado propuestos (aceros de alta ductilidad, confinamiento del hormi-gón), deben permitir la plastificación y la generación de las grandes deformaciones que son necesarias para disipar la acción sísmica.
Igualmente se deberá prestar especial atención a los detalles y despieces de las armaduras pasivas, considerando las lon-gitudes de anclaje y solape incrementadas que correspondan.
1.2. DESCRIPCIÓN DEL CASO PARTICULAR ESTUDIADO
En este estudio se ha procedido a ana-lizar un pórtico específico que correspon-de a la estructura de una estación de un Metro elevado, el cual discurre en altura a lo largo de todo su trazado sobre un via-ducto elevado unos 10-15 m sobre el nivel de calle. En consecuencia, igualmente las estaciones se disponen también en altura, ubicadas en edificios que dan cabida tan-to a los accesos, como a los vestíbulos y andenes (ver figura 2).
La estructura que conforma estas es-taciones consiste en un conjunto de pór-ticos de hormigón armado, en secuencia de 15 m, los cuales soportan dos niveles: el de vestíbulo inferior y el de andenes su-perior. Todo el conjunto del edificio queda cerrado por una cubierta metálica envol-vente que se apoya en la propia estructura aporticada.
El nivel de andenes soporta además las vigas prefabricadas en U que dan sopor-te a los trenes. Estas últimas se apoyan en uno de cada 2 pórticos, ya que salvan luces de 30 m. La conexión entre los ele-mentos prefabricados y los pórticos se materializa mediante apoyos de neopre-no y topes sísmicos, que impiden los des-plazamientos verticales y horizontales en dirección transversal, quedando en direc-ción longitudinal una cierta holgura que permite las deformaciones impuestas por la temperatura y los efectos reológicos del hormigón, pero coarta los movimientos debidos al sismo.
Los pórticos de hormigón disponen de dos pilares circulares cada uno, separados 7’00 m entre ejes, sobre los que se empotran 2 dinteles, uno por altura, generando ambos la superficie total necesaria en cada nivel mediante grandes voladizos laterales. En concreto, en el nivel de vestíbulo se crean voladizos de hasta
12’70 m de longitud, resultando necesario pretensar estos elementos, tanto para limitar las deformaciones, como para ajustar sus cantos y pesos.
El estudio se centrará en adelante en el análisis del nivel de andenes, cuyas dimensiones principales son:
• Luces de cálculo: 7’50 + 7’00 +7’00 m• Sección dintel: 1’75 a 2’30 m de can-
to y 2’25 m de ancho• Soportes circulares de 1’80m de diá-
metro La característica principal que
condiciona todo el diseño de esta estructura es la acción sísmica que es necesario considerar. En el caso de estas estaciones las aceleraciones del terreno a tener en cuenta son muy elevadas. En concreto, en estas localizaciones se establecen aceleraciones del terreno aPGA de hasta 0’9·g (hay que recordar que según la normativa española NCSE02 las acelaraciones máximas esperables en nuestro país son menores de 0’3·g). Estos valores inducen fuerzas de inercia que dimensionan por completo la estructura, es decir, que es la condición de no colapso ante la acción sísmica la que determina el diseño resistente.
Este pórtico representa un ejemplo claro de estructura sometida a grandes fuerzas sísmicas, donde se plantean dos direcciones ortogonales muy claras, diferenciadas en comportamiento. La dirección longitudinal o perpendicular a los pórticos, en la que la acción sísmica se resiste únicamente mediante flexión en los soportes, y la dirección transversal, o contenida en el plano del pórtico, en la que la acción sísmica se resiste por flexión en el conjunto del pórtico junto con axiles en los soportes. De estas 2 direcciones, es la dirección transversal la más rígida y por lo tanto la que deberá soportar las mayores fuerzas de inercia.
En este caso además, más allá de la flexibilización que aporta la considera-ción de la cimentación profunda, no se ha planteado ningún sistema de aislamiento adicional, por lo que para que el diseño resulte económicamente razonable se ha considerado la disipación mediante la for-mación de rótulas plásticas en cabeza de los soportes, en el nudo de conexión con los dinteles. Queda entonces conferida al diseño del detalle del armado de dichos nudos la responsabilidad de garantizar la seguridad de la estructura. Este es el motivo por el que se plantea el análisis desarrollado a continuación, en el que se estudiará el esquema de los armados a disponer en estos elementos.
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2. DESARROLLO DEL ESTUDIO La primera parte del estudio se cen-
tra en la comprensión de los mecanismos resistentes teóricos, para a continuación proceder a la generación de modelos de elementos finitos a partir de los cuales co-nocer las trayectorias y volumen de ten-siones existentes, y finalmente en la parte final del estudio proponer unos modelos de ByT que permitan de forma simplifi-cada plantear el armado que es necesario disponer en estas piezas.
2.1. ANÁLISIS DEL COMPORTAMIENTO DE LA PIEZA
Para poder interpretar y validar los resultados del modelo de elementos finitos que se desarrolle de la pieza, hay que analizar primeramente el comportamiento resistente teórico del elemento a estudiar.
En primer lugar hay que diferenciar el comportamiento frente a las cargas verticales y las horizontales debidas al sismo: mientras que las primeras serán provocadas por el peso propio del dintel, los pesos del forjado de anden aplicados sobre los voladizos, y el peso de los tableros del viaducto del metro aplicados sobre el vano central, las segundas se deberán a las fuerzas de inercia de los pesos anteriores.
Las cargas verticales se repartirán de forma simétrica en base a las rigideces de dintel y soporte, generando así pequeñas flexiones en los fustes, siendo este el motivo por el que en adelante el estudio se centrará en el análisis de los efectos de las fuerzas horizontales. Además, las acciones horizontales en cambio presentan una particularidad y es que mientras que las fuerzas de inercia del dintel se aplican en su centro de gravedad, las debidas a los pesos de forjados y tableros se aplicarán con una cierta excentricidad (altura entre el cdg del dintel y el de los forjados o tableros), generándose entonces sobre el pórtico momentos adicionales a las fuerzas horizontales.
Así, se puede diferenciar entonces el comportamiento del pórtico frente a las fuerzas horizontales y frente a los momentos generados por las fuerzas de inercia de los elementos apoyados sobre el dintel (Figura 3). Las primeras de ellas generan, como se detalla en la Figura 4, cortantes y momentos en cabeza de los pilares que contrarrestan las acciones exteriores, junto con un par de fuerzas axiles en los soportes de tracción y compresión.
En cambio, la acción de los momentos exteriores sobre el pórtico, como se
Fig. 2: Estructura aporticada de Estación tipo elevada
Fig. 3: Detalle y esquema resistente del dintel del nivel de andenes frente a acción sismo
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observa en la Figura 4, genera sobre los soportes flectores constantes junto con un par de fuerzas axiles de tracción y compresión. En este caso el signo de los flectores en cabeza de los soportes es contrario al generado en el caso anterior.
En definitiva, resultará que el efecto global de las fuerzas de inercia provocadas por la acción sísmica sobre el pórtico será la suma de los dos efectos anteriormente comentados, siendo entonces el resultado final obtenido en
esfuerzos dependiente de la importancia relativa de cada uno ellos. Es decir, que el signo de los flectores en cabeza de los soportes dependerá de si el efecto de la excentricidad es mayor que el debido a las propias fuerzas de inercia.
Habrá que tener en cuenta además que el análisis anterior se ha realizado para el caso de unas fuerzas de inercia aplicadas en un determinado sentido, pero la propia acción sísmica provocará la variación del sentido de dichas fuerzas.
2.2. RESULTADOS DEL MODELO DE ELEMENTOS FINITOS
El análisis realizado se basa en la generación de modelos de elementos finitos, que en concreto han reproducido la forma del dintel superior del pórtico, considerando la forma circular de los soportes. El tipo de elemento utilizado es de tipo lámina, lineal con 6 grados de libertad por nodo y con las formas de deformación lineales, siendo el número total de elementos de 10944. Las coacciones introducidas sobre el modelo representan las vinculaciones que establece el resto del pórtico sobre esta pieza, es decir se han coartado los movimientos de todos los nudos de la base de los soportes frente a movimientos horizontales y verticales. Habiéndose modelizado los soportes con su altura real, en este epígrafe se mostrarán esquemas que sólo representan la zona superior en el entronque con el dintel, dado que ésta es la zona en concreto a estudiar.
Sobre este modelo se han analizado dos hipótesis de carga diferentes:
· Hipótesis 1: En primer lugar se han obtenido los estados tensionales generados por las fuerzas de iner-cia (consideradas hacia la derecha) debidas al peso propio del tramo central del dintel, entre soportes, las cuales muestran la validez de las conclusiones establecidas en el epígrafe anterior respecto de los es-fuerzos generados para este caso de carga. Estos resultados se muestran en la Figura 5.
· Hipótesis 2: Por otra parte, bajo la aplicación de fuerzas de inercia de-bidas al peso de los voladizos y de los elementos que gravitan sobre el pórtico (considerando todas éstas aplicadas hacia la derecha) se ob-tienen los resultados que se mues-tran también en la Figura 5. En este caso el equilibrio de momentos en el nudo se establece entre dintel, soporte y voladizo, siendo estos dos últimos del mismo signo. Se observa así que el efecto de la excentricidad de las cargas no llega a producir el cambio de signo del flector en el so-porte al ser mayor el efecto de las fuerzas horizontales de inercia.
2.3. MODELO SIMPLIFICADO DE BIELAS Y TIRANTES
A partir de los resultados del epígra-fe anterior se puede proceder entonces a plantear los modelos de ByT que permi-tan el dimensionado de las armaduras a
Fig. 4: Esquema resistente del pórtico frente a fuerzas horizontales y frente a momentos localizados
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disponer en el nudo de conexión. El desa-rrollo y la base teórica de este método se encuentra desarrollado en las referencias [6] [7] [8].
En la bibliografía especializada [9] [10] [11] se pueden encontrar a su vez esquemas de mecanismos que permiten la transmisión de dichos esfuerzos en casos sencillos de nudos soporte dintel.
Los esquemas anteriores requieren del anclaje de las barras a tracción del soporte para el caso de la aplicación de fuerzas de inercia hacia la izquierda, con
flexotracción y momento negativo en el soporte, y al solape de la armadura a tracción del soporte con la armadura de la cara superior del dintel para el caso de fuerzas de inercia hacia la derecha, con flexocompresión y momento positivo en el soporte. Estos modelos sencillos permitirían resolver de forma general el primer caso de carga planteado en este estudio (hipótesis 1), en el que no se consideraba el efecto de los voladizos y las fuerzas aplicadas en ellos.
Hay que tener en cuenta además que
el problema en concreto a resolver en este estudio queda condicionado de forma particular por sus propias características. De esta forma, en nuestro caso, tanto el volumen de los esfuerzos a transmitir, y por lo tanto por la cuantía de armadura a disponer, como la forma circular de los soportes condiciona la disposición y funcionamiento de las armaduras a colocar.
En concreto la armadura longitudinal a disponer en el pilar se conformará me-diante barras de gran diámetro y en mu-cha densidad, lo que dificultará los ancla-jes y solapes propuestos en los esquemas de la bibliografía.
Así, en el caso de momentos negativos en el soporte, para conseguir el anclaje de las barras del soporte en la cara superior del dintel sería necesario disponer de pa-tillas en todos los extremos de barra, lo que en el caso de barras de gran diámetro será problemático y creará una malla tu-pida de armadura. Como alternativa al uso de patillas podría plantearse la disposi-ción de armaduras de menor diámetro en U invertida solapadas con las armaduras
Fig. 5: Resultados obtenidos para la hipótesis de carga 1 y 2. Tensiones σx, σy, σxy e isostáticas en nudo entre el soporte derecho y el dintel
Fig. 6: Esquemas específicos de bielas y tirantes para la resolución de nudos pila- dintel
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longitudinales del soporte, pero esta so-lución tampoco evitaría la disposición de una gran densidad de armadura en la cara superior del dintel.
Por otra parte, en el caso en el que se aplica un momento positivo al soporte, la forma circular de éste implica una disposición de las armaduras longitudinales que hacen difícil su solape con las colocadas en la cara superior del dintel.
Es por ello que se han planteado en-tonces unas soluciones alternativas basa-das en el anclaje en prolongación recta de las barras del soporte. De esta forma se pueden plantear los dos modelos de ByT que se incluyen en la figura 6a y 6b, que resuelven los dos casos posibles según el signo de los flectores para la hipótesis 1. En dicho esquema se muestra como la dis-posición del punto de anclaje de las barras del pilar a media altura dentro del dintel, y no en su cara superior, implica la nece-sidad de armadura vertical a ambos lados del pilar en forma de cercos u horquillas, para conseguir equilibrar el mecanismo resistente.
Para la resolución del segundo caso de carga (hipótesis 2) es necesario plantear los modelos de bielas y tirantes específi-cos que se detallan a continuación en la figura 6c y 6d. En concreto se presentan 2 modelos que también permiten calcular las dos alternativas que representan am-bos sentidos de las fuerzas de inercia.
En este caso resulta necesario dispo-ner armadura vertical a ambos lados del pilar, independientemente del sentido de la fuerza de inercia para conseguir el equilibrio de todos los nudos.
En definitiva, de todos los modelos anteriores se extrae la conclusión de la necesidad de disponer armadura vertical en forma de cercos a ambos lados del pi-lar si se quiere realizar el anclaje de las barras del pilar a medio canto del dintel y conseguir una adecuada transmisión de esfuerzos entre dintel y soporte. Las cuan-tías necesarias disponer en el caso de es-tas armaduras verticales se determinarán en base a la resolución numérica de los equilibrios de los distintos nodos de los modelos de ByT para las hipótesis de cál-culo correspondientes.
3. CONCLUSIONESEl estudio realizado analiza un caso
particular de comportamiento de un pórtico de hormigón de edificación de grandes dimensiones sometido a unas acciones sísmicas muy importantes. La consideración de estas acciones implica
un diseño muy cuidadoso de los nudos de la estructura, por lo que se hace necesario un estudio detallado de las armaduras a disponer en estas zonas.
· Para ello en primer lugar se ha eva-luado de forma teórica el compor-tamiento de esta estructura frente a las acciones horizontales que lo solicitan, distinguiéndose el efecto de las propias fuerzas horizontales de inercia, del efecto de la excentri-cidad con la que se aplican algunas de ellas.
· Posteriormente se ha generado un modelo de elementos finitos que permite evaluar las distribuciones de tensiones que se generan en la zona del nudo de conexión entre dintel y soporte, los cuales han resultado acordes con el comportamiento teó-rico predicho en el apartado anterior.
· Finalmente, a la vista de los resul-tados en tensiones obtenidos en los modelos de cálculo anteriores, se ha procedido a plantear los esquemas de ByT que permiten cuantificar y disponer las armaduras de refuer-zo en el nudo de forma adecuada al comportamiento resistente de la pieza. En concreto la conexión se puede resolver mediante el anclaje en prolongación recta de las barras del pilar hasta media altura del din-tel, suplementadas con la disposi-ción de cercos en el propio dintel, a ambos lados del pilar, y con una capacidad suficiente como para ga-rantizar el equilibrio de fuerzas ne-cesario.
Como conclusión de este documento se podría señalar que con este estudio se ha planteado una metodología de diseño de un elemento específico de un pórtico sometido a acciones horizontales, que permite garantizar que el armado final-mente dispuesto en esta zona sea el más adecuado. Esta metodología podría y de-bería aplicarse al diseño de los nudos de cualquier pórtico de edificación sometido a acciones sísmicas, que por sus dimensio-nes y por la complejidad de la geometría del nudo lo requiriese.
REFERENCIAS[1] ACHE, Monografía M-20 “Proyecto de edificios
altos”, Ed ACHE, 2013.[2] NCSE02 “Norma de construcción
sismorresistente. Parte general y edificación”, Ministerio de Fomento, 2002.
[3] ASCE-7, “Minimum design loads and associated criteria for buildings and other structures”, American association of civil
engineers, 2016.[4] CALTRANS SDC-7 “Seismic design design”.
State of California, Department of transport, 2013.
[5] R. Sanchez Fernández, E. Pinto Gómez, “Diseño y construcción del nuevo hospital de Antofagasta con aislamiento en base”, Ponencia del VII congreso de ACHE, 2017
[6] ACHE, Monografía M-6 “Método de bielas y tirantes”, Ed ACHE, 2003.
[7] CEB-FIP, Bulletin 54, “Textbook on behavior, design and performance” Vol 4, 2º Ed, 2010
[8] J.M. Bairán Garcia, ”Generación automática de esquemas de bielas y tirantes considerando criterios constructivos”, Hormigón y Acero nº67, ACHE, 2011.
[9] P.F. Sosa, M.A. Fdez, J.L. Bonet, J.R. Martí, J. Navarro, M.C. Castro, “Método de las bielas y tirantes” Ed. VJ, 2006
[10] CEB-FIP, Bulletin 61, “Design examples for strut-and-ties models”, 2011
[11] K:H:Reineck, ACI SP-208 “Examples for the design of structural concrete with strut and tie models”, American Concrete Institute, 2002.
[12] Ghaisas, K.V.; Bhasus, D.; Brzev, S.; Pérez, J.J. “Strut and tie models for seismic design of confined masonry buildings”. Construction and building materials, 2017.
[13] Shritaran, S.; Ingham, J.; “Applications of strut and tie to concrete bridge concepts to concrete bridge joints in seismic regions”. PCI Journal, 2003.
[14] Nori, V.V.; Nerval, M.S.; “Design of pile caps – Strut and ties method”. Indian concrete journal, 2007.
[15] Tyler, M.; Riding, K.A.; “Experimental verification of strut and tie models”. ACI structural journal, 2007.
[16] Scezina, M.; Winnicki, A.; “Numerical simulation of corners in RC frames using strut and tie models and CDP model”. Internacional conference of plasticity simulation, 2015.
[17] Lima, M. et al. “Analysis and design of concrete structures using strut and tie models y FEM. Application in foundation blocks, short consoles, wall beams and rigid shoes”. Revista internacional de métodos numéricos para cálculo y diseño en ingeniería, 2019.
MATERIAL ADICIONAL http://www.revistadyna.com/documentos/pdfs/_adic/9583-1.pdf
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1. INTRODUCCIÓNLas estructuras históricas de
mampostería no reforzada están muy extendidas en España, incluyendo las áreas mediterráneas del sur y este de la península, donde el riesgo sísmico es mayor [1]. Por lo que los deja expuestos a daños de cualquier gravedad, pudiendo alcanzar el colapso. A pesar de las investigaciones realizadas a sus estructuras, su estudio sigue siendo complejo, debido al desconocimiento de sus características mecánicas y al estado de las uniones. Esto hace que su evaluación requiera modelos geométricos muy precisos que conllevan un elevado esfuerzo computacional [2-4].
Existen numerosos trabajos que des-criben los métodos de estimación para evaluar estas estructuras [5], siendo los más utilizados los análisis lineales [6], los análisis no lineales [7], el análisis pusho-ver [8] y con menor frecuencia, el limit analysis [9].
Aunque el análisis no lineal ofrece resultados más precisos, su complejidad computacional hace que sea menos uti-lizado que el análisis lineal, el cual rea-liza una evaluación fiable de forma más simple [10, 11]. Los modelos elásticos lineales aportan información relevante para el análisis, como modos y períodos de vibración, así como de las áreas más vulnerables ante fallo mecánico [10]. Por ello, resulta interesante aplicar esta úl-tima estrategia en edificios ubicados en zona sísmica y en los que resulta imposi-ble obtener datos experimentales acerca de su estructura [12-13].
La presente comunicación aborda el estudio del Cortijo del Fraile (fig. 1a), bien de interés cultural, erigido en Níjar (Almería, España) dentro del Parque Natural de Cabo de Gata-Níjar. En la figura 1b se muestra su distribución en planta y las superficies de las áreas funcionales.
Por el momento las publicaciones y estudios sobre esta construcción son escasos, y la información que aportan es similar. Ello resta visibilidad al cortijo y a la situación de alarma en la que se encuentra. La investigación tiene como objetivo dar a conocer el estudio llevado a cabo, consistente en un acercamiento a su
estado de deterioro y condiciones reales, así como proponer una intervención viable en su contexto actual. Centrada en enfatizar la capacidad de las arquitecturas históricas, se pretende, a través de un enfoque basado en el criterio profesional, destacar que el desarrollo de actividades diferentes a las originales, tratando de mantener las características estructurales es posible, ofreciendo una mayor accesibilidad al público y abundando en su aprovechamiento y disfrute.
2. LEYES CONSTITUTIVAS DE LOS MATERIALES
Los muros de la estructura del cortijo son de mampostería compuesta por piedra caliza y mortero de cal. Las características mecánicas de dichos materiales requeridas por el análisis son la densidad, el módulo de elasticidad longitudinal y el coeficiente de Poisson. Debido a la declaración del conjunto como bien de interés cultural, las condiciones de accesibilidad y muestreo son limitadas, esto impide la toma de muestras de sus materiales y, en consecuencia, obtener los mencionados datos de forma empírica. Por ello, se determinan sus valores
Caracterización estructural y evaluación numérica del daño sísmico del Cortijo del Fraile en Níjar (Almería, España)
nnnn
María Paz Sáez-Pérez y Luisa María García-Ruiz Universidad de Granada (España)
DOI: http://dx.doi.org/10.6036/9582
Structural characterisation and numerical assessment of seismic damage of the Cortijo del Fraile farmhouse in Níjar (Almería, Spain)
Fig. 1. a (superior) Estado actual del Cortijo del Fraile. Fachadas suroeste y sureste. b (inferior) Superficies generales de áreas funcionales
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a partir de fuentes normativas y basadas en la experiencia [14-18]. Siendo para la piedra caliza las siguientes: densidad de 28.000 N/m3, módulo de elasticidad longitudinal de 7*1011 N/m2 y coeficiente de Poisson de 0,25. En el caso del mortero de cal, se trabaja con una densidad de 15.876 N/m3, un módulo de elasticidad longitudinal de 1,50*1010 N/m2 y un coeficiente de Poisson de 0,10.
A nivel geométrico, en el presente análisis únicamente se trabaja con el citado sistema murario, al que se le asigna una acción de 1,30*104 N/m2. Además se consideran las acciones ejercidas por los dos tipos de cubierta existentes, de 1,05*103 N/m2 la cubierta plana y 8,00*102 N/m2 la cubierta inclinada, y la cimentación del conjunto que se introducen posteriormente en el programa “Abaqus” (versión 2018) como condiciones de contorno.
3. METODOLOGÍA. EL MODELO MULTIESCALA
Un fuerte condicionante de la longe-vidad de los edificios es el riesgo sísmico, es decir, la probabilidad de que las conse-cuencias sociales o económicas producidas por un terremoto igualen o excedan valo-res predeterminados, para una localización o área geográfica dada. Esta importancia se evalúa en función del impacto que ejerce sobre la población que lo sufre.
Puesto que los terremotos son fenó-menos aleatorios, el riesgo sísmico se cuantifica mediante métodos probabilísti-cos en los que intervienen un gran número de parámetros. Se define el riesgo sísmico como el producto de tres factores:
“Riesgo sísmico = Peligrosidad sísmica * Pérdidas sísmicas * Vulnerabilidad sísmica”
Donde la peligrosidad sísmica hace referencia a las pérdidas, ya sean perso-nas, inmuebles u otras infraestructuras y depende únicamente de su localización geográfica. Las pérdidas sísmicas las con-forma la suma de pérdidas humanas y la valoración de los costes. Por último la vulnerabilidad sísmica es el grado de daño que se espera que sufra una estructura sometida a la acción sísmica de una de-terminada intensidad.
Tras el análisis de la documentación disponible y la consideración de las ac-ciones correspondientes, se realiza el le-vantamiento de un modelo tridimensional de la estructura del cortijo, en el que se representa la estructura vertical como sólido único, los paños de cubierta, que según se observa en algunos casos es
plana y en otros inclinada, así como su cimentación, consistente una zapata co-rrida, siendo añadidos posteriormente al modelo en el programa Abaqus (versión 2018) como condiciones de contorno, es decir, cargas aplicadas en la coronación de los tramos de muro correspondientes y empotramiento en su base. Para optimizar el esfuerzo computacional, se efectúa una simplificación de la geometría de manera que algunos elementos quedan excluidos en los análisis posteriores, siendo estos los paños de forjado que han sufrido un des-prendimiento parcial y les impide desarro-llar su función de cubrición y los elemen-tos no estructurales, como la tabiquería y los pocos elementos ornamentales que han llegado hasta nuestros días.
Dicho modelo es la herramienta prin-cipal para el estudio de la vulnerabilidad sísmica de la estructura actual del edifi-cio, mediante un cálculo por elementos finitos, método que se ha empleado y de-sarrollado en varios trabajos previos [10, 11, 14–16, 19]. Llevándose a cabo con el software “Abaqus” (versión 2018).
Debido a la gran escala del cortijo y a la heterogeneidad matérica de su estructura, se estudia su estabilidad empleando un modelo multiescala. Para ello, se realiza un proceso de homogeneización de la estructura vertical, es decir, una unificación de las propiedades mecánicas de la mampostería en un único material ideal con un comportamiento estructural similar al elemento real. Se realiza tomando una porción idealizada de muro en el que aparecen las piedras unidas por el mortero. La relación entre ambos se establece definiendo una interacción en la que el movimiento de las caras de los volúmenes que representan ambos materiales queda con una restricción que simula una atadura. Tras esto, se somete el modelo a un mallado definido por
elementos hexaédricos de tipo “esfuerzo tridimensional”. Configurado lo anterior, la estructura se somete a un análisis estático lineal mediante el software utilizado (fig. 2a). Para obtener un material único cuyo comportamiento estructural sea similar al obtenido como suma de dos materiales, se calcula la proporción de cada material en la composición del muro. Determinando que las piedras componen un 61% del volumen de la porción y el 39% restante corresponde al mortero [19], se trabaja con una densidad de 23.265,28 N/m3 y un coeficiente de Poisson de 0,20. Para una mayor precisión, el valor del módulo de elasticidad longitudinal, estimado en 6,91*1010 N/m2, se halla de:
EH = 1 / [(1-a/EP)+(a/EM)] ; donde a = eM / (eM+eP); siendo:
EH el módulo de elasticidad longitudi-nal homogéneo
EP el módulo de elasticidad longitudi-nal homogéneo
EM el módulo de elasticidad longitudi-nal homogéneo
eP el espesor de la piedra calizaeM el espesor del mortero de cemento
A partir de aquí se realiza un nuevo análisis estático lineal de una pieza de iguales dimensiones con este nuevo ma-terial (fig. 2b). Para comprobar que los valores estimados ofrecen un resultado si-milar a la porción idealizada del muro, se comparan ambos resultados. Este material homogéneo es el que se aplica al modelo de la estructura completa del cortijo para realizar los análisis estático y dinámico.
4. ANÁLISIS ESTÁTICOCon motivo de conocer el
comportamiento estructural sin la
(a) (b)Fig. 2. (a) Distribución de tensiones y deformación en la idealización de porción de muro de mampostería. (b) Distribución de tensiones y deformación en la idealización de porción de muro homogéneo.
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influencia de un sismo, se realiza un análisis estático mediante un cálculo elástico lineal, es decir, un cálculo en el que las características estructurales son constantes en el tiempo y sus desplazamientos, esfuerzos y reacciones son directamente proporcionales a las cargas aplicadas.
La figura 3a muestra que a la geometría se le incorporan unas condiciones de contorno consistentes en el empotramiento de la cara inferior del modelo y, con respecto a las acciones que ejerce la cubierta, se le introduce una carga en las coronaciones de muro correspondientes. El mallado de la geometría se realiza con elementos tetraédricos de tipo “esfuerzo tridimensional”, debido a su buen funcionamiento en estudios estáticos lineales y análisis modales [5,10, 11-13]. Ante huecos de pequeñas dimensiones como el hueco irregular de la fachada suroeste y la ventana redonda ubicada
sobre la puerta principal de la capilla o elementos curvos como la bóveda que cubre la capilla, se efectúa un refinamiento de la malla, donde los elementos son del mismo tipo y menor dimensión.
El análisis estático sobre la geometría, se configura para que la estructura esté empotrada en su base y las cargas de las cubiertas recaigan sobre la coronación de los muros. De igual manera, se indica que el modelo está sometido a la aceleración de la gravedad.
Los resultados del análisis estático permiten afirmar que los valores de la tensión de la figura 3b se incrementan en las zonas próximas al empotramiento, acentuándose en el tercio inferior del volumen de la capilla. Los desplazamientos verticales que se muestran en la figura 3c crecen con la altura del elemento y el valor máximo se ubica en el área central de la bóveda de la capilla. La deformada sigue un esquema coherente con el sistema constructivo que posee el cortijo.
5. ANÁLISIS DINÁMICO
5.1. ANÁLISIS MODALSe realiza un análisis modal de la
estructura del cortijo mediante el programa “Abaqus” (versión 2018) para obtener sus modos de vibración, sus frecuencias naturales, la masa movilizada y las deformadas. Para ello, se realiza un cálculo de autovalores a partir de las propiedades elásticas del material. Debido a su singularidad geométrica, se hallan los cien primeros modos de vibración, en los que se observa la existencia de modos consecutivos con valores de frecuencias muy similares. Además, las grandes dimensiones de la estructura originan que los 35 primeros modos sean locales. Se observa que los modos 11 y 96 son los que movilizan mayor cantidad de masa, 1,059*106 kg el primero y 8,529*105 kg el segundo.
En la figura 4a. se muestra la deformada del modo 11, que es un modo local que afecta al volumen más esbelto de la estructura, tiene una frecuencia de 13,862 Hz y un período de 0,072 segundos. De la misma forma, la deformada del modo 96 se recoge en la figura 4b., es un modo general que posee una frecuencia de 38,676 Hz y un período de 0,026 segundos, con desplazamientos en las dos direcciones principales, donde se observa que los de mayor magnitud se encuentran en el punto medio de la coronación de muros interiores y de la fachada suroeste.
5.2. SISMO DE LORCA (MURCIA), 2011Se somete el modelo de elementos
finitos a un análisis dinámico para
Fig. 3. (a) Modelo tridimensional del Cortijo del Fraile, con las condiciones de contorno aplicadas para el análisis estático. Autoría propia, 2018. (b) Distribución de tensiones y deformación en el modelo elástico del Cortijo del Fraile. (c) Desplazamiento vertical y deformación en el modelo elástico del Cortijo del Fraile.
(a)
(b)
(c)
(a) (b)Fig. 4. (a) Deformada del modo local 11. (b) Deformada del modo general 96
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detectar las áreas de la estructura del cortijo más vulnerables ante sismo. Se emplean los datos del sismo acontecido en Lorca (Murcia) en 2011, tomados desde la estación sísmica de Lorca Noroeste. Se escoge esta acción porque tuvo lugar en la misma zona sísmica que la del cortijo objeto de estudio y es reciente, por lo que ha sido determinado mediante métodos actuales [20].
5.3. ANÁLISIS DINÁMICO ELÁSTICO LINEAL
Para este análisis, se trabaja con el Amortiguamiento de Rayleigh, un amorti-guamiento proporcional de masa y rigidez, que precisa los valores de la masa de Ra-yleigh y el factor de amortiguamiento pro-porcional de la masa de Rayleigh, definidos a partir de las frecuencias naturales de dos los primeros modos de vibración. Se obtie-ne un factor de amortiguamiento del 5%.
En lo relativo al terreno sobre el que se asienta el cortijo, es preciso especificar que es de tipo granular suelto. Este terre-no presenta un coeficiente de contribu-ción (influencia de los distintos tipos de terremotos esperados en la peligrosidad sísmica de cada punto) de valor 1 y un coeficiente del terreno (establecido a par-tir de sus características geotécnicas) de valor 2 [14, 19]. Estos datos permiten co-nocer el espectro de respuesta elástica de una estructura ubicada en Níjar (Almería, España) con un amortiguamiento del 5%.
Previo a la ejecución del cálculo, se estima la resistencia máxima del material homogéneo que se va a emplear en el cál-culo, tanto a compresión como a tracción [19]. Tras la consulta de diversas fuentes basadas en la experiencia, se hallan los valores correspondientes del material ho-mogéneo utilizando el mismo método que en el caso del resto de parámetros que de-finen dicho material, descrito en el apar-tado 3. Se estima una resistencia a com-presión de 7,38*107 N/m2 y una resistencia a tracción de 3,05*106 N/m2.
Para la simulación del sismo, se aplican al modelo tres condiciones de contorno en su base, tres aceleraciones mecánicas del suelo en los tres ejes principales. Para cada uno, se define la amplitud a partir de los valores disponibles en el acelerograma del sismo, que están recogidos con un interva-lo de tiempo constante de 2 segundos.
Durante el transcurso del sismo, se observan los mayores incrementos tensio-nales, máximos desplazamientos y mayor deformación en dos instantes concretos, en adelante t1 y t2.
La figura 5a recoge las tensiones máximas principales en el instante t1. Se
observa que la tracción tiende a acentuarse en las coronaciones de los volúmenes más esbeltos, especialmente en áreas próximas a vanos. El valor máximo de tracción
se encuentra en la clave de la puerta de entrada y en el encuentro de la bóveda con el cerramiento oeste de la capilla. Cabe destacar que muchas de las áreas señaladas
(a)
(b)
(c)
(d)
Fig. 5. (a) Tensiones máximas principales de la estructura del cortijo en el instante t1. (b) Desplazamientos y deformación total de la estructura del cortijo en el instante t1. (c) Tensiones máximas principales de la estructura del cortijo en el instante t2.(d) Desplazamientos y deformación total de la estructura del cortijo en el instante t2.
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se encuentran en proceso de derrumbe.En la figura 5b se plasman los
desplazamientos y la deformación en el segundo t1. El máximo desplazamiento se ubica en el tercio superior de los muros próximos al volumen de la capilla, lo que permite identificarlo con el modo de vibración local 11 obtenido en el apartado 5.
Las tensiones máximas principales en el instante t2 se muestran en la figura 5c, en la que se aprecia que, aunque el rango de valores es el mismo que en el instante t1, se experimenta una expansión en las inmediaciones de esos puntos. También se alcanzan máximos en las bases y coronaciones de algunos muros.
En la figura 5d se observa cómo la de-formación disminuye, así como la exten-sión del máximo donde se alcanza el ma-yor desplazamiento, que tiene lugar en los tercios superiores de los muros donde se han encontrado máximos durante todo el proceso, destacando la línea de arranque de la bóveda. Esta distribución de despla-zamientos y deformación se identifica con el modo de vibración general 96 obtenido en el apartado 5.1.
En base a los análisis anteriores, se comprueba que el valor de los despla-zamientos incrementa con la altura del muro, concentrándose en el tercio supe-rior del área sur, especialmente en la bó-veda de la capilla. El valor de estos despla-zamientos sufre un aumento considerable al inicio del sismo y alcanza su máximo al término del mismo. Con respecto a la deformación total, comienza con un cre-cimiento que disminuye a partir del se-gundo 1 hasta el fin de la actividad.
6. RIESGO DE FALLO MECÁNICOLos resultados de los análisis estático y
dinámico se deben a que el fallo mecánico más probable de la mampostería se produce por inestabilidad, ocasionada por concentraciones de tensiones o desplazamientos excesivos. Los modos locales también son indicativos de fallo, por lo que han de considerarse
las áreas rojas de la figura 4a, donde se producen tensiones, desplazamientos y deformaciones excesivas, así como tracciones próximas al límite del material. Por ello, el riesgo de colapso se enfoca en el tercio superior de los muros más esbeltos y con mayor presencia de huecos. Esto se incrementa en las proximidades de la capilla, en las coronaciones de encuentros de muros perpendiculares y en la base de la fachada suroeste
7. CONCLUSIONESLas conclusiones obtenidas se centran
en la evaluación estructural del Cortijo del Fraile, y concretamente en el modelo de su sistema murario. En el que determinan-do el comportamiento de su estructura se ha realizado el estudio de estabilidad me-diante un análisis estático. Los resultados obtenidos han identificado las áreas más críticas ante las cargas soportadas y la respuesta del modelo frente a un sismo.
Los resultados del análisis estático, determinan el cumplimiento del compor-tamiento estructural esperado y locali-zan las zonas más sensibles en el tercio inferior de los muros, acentuándose en el volumen de la capilla, identificándose con ello la necesidad de actuaciones de con-servación en estas áreas.
El análisis dinámico incluye un análisis modal que demuestra que los primeros modos de vibración son locales e indican las zonas más propensas a sufrir fallo ante sismo en primera instancia, mientras que los siguientes son modos generales que determinan la deformación de la estructura ante sismo. Los resultados del análisis dinámico ubican las áreas más vulnerables en las coronaciones de los muros más esbeltos, especialmente en las proximidades de los vanos.
Este estudio constata que conocer los desplazamientos y deformaciones de la estructura en sus modos es necesario para determinar las áreas con riesgo de fallo mecánico. De igual forma someter el modelo a una acción sísmica permite determinar las máximas
tensiones, tracciones, desplazamientos y deformaciones, procedimiento necesario para localizar las zonas más probables de sufrir fallo mecánico (fig. 8).
La evaluación final de la presente in-vestigación determina que la inestabilidad de la estructura del Cortijo del Fraile se vería incrementada durante la ocurren-cia de un sismo. Lo que pone en eviden-cia que el modelo y los análisis aplicados conforman una representación eficaz de la estructura, pues permiten determinar las consecuencias de su geometría en lo referente a su estabilidad, así como iden-tificar las áreas más vulnerables ante un movimiento sísmico.
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1. INTRODUCCIÓN Es objetivo de la Unión Europea y de
todos sus estados miembros, reducir sig-nificativamente el consumo energético y la dependencia de los combustibles fó-siles. Según la directiva 2010/31/UE del Parlamento Europeo el 40 % del consumo de energía de la Unión corresponde a los edificios [1]. Es por esto que la reducción del consumo de energía en la edificación debe constituir una parte importante de las medidas necesarias para reducir la de-pendencia energética y las emisiones de gases de efecto invernadero.
La certificación energética de los edi-ficios se regula en el estado español a tra-vés del Real Decreto 235/2013 [2]. Como bien se expone en el mismo, tiene como principal objetivo determinar una meto-dología de cálculo que permita a los pro-motores, usuarios y en definitiva a todos los agentes del sector, la posibilidad de comparar y valorar la eficiencia energé-tica de distintos edificios de una manera objetiva [3]. Por lo tanto, esta certifica-ción energética no busca determinar el consumo real de energía, ya que este con-sumo real dependerá de los usuarios de los edificios y la forma en que los usan, sus costumbres, horarios, temperaturas de confort, tipologías familiares, etc. Para de-terminar el consumo real de un edificio, la herramienta adecuada sería una auditoría energética, ámbito también regulado, en este caso por el Real Decreto 56/2016 [4].
La certificación energética pretende dar datos comparables entre edificios, para lo que se determinan unos consumos de energía y sus correspondientes emisio-nes de CO2, en base a unas condiciones y perfiles de usos determinadas por el Código Técnico de la Edificación. Estas condiciones estándar, vienen determina-das por la temperatura de consigna según el Anejo D, condiciones operacionales y perfiles de uso, además de la temperatura exterior en función de la localización del edificio, estas condiciones sirven para la calefacción y refrigeración. Para el consu-mo de energía derivado del agua caliente sanitaria, se han de utilizar los paráme-tros de ocupación, consumo de agua por persona y temperatura de suministro se-gún el mes y localización geográfica [5]. De esta manera los resultados no se verán afectados por las posibles costumbres de sus usuarios, sino por las características constructivas, de diseño y técnicas de los propios edificios, permitiendo determinar cuáles son más eficientes de una manera objetiva.
Con el fin de facilitar el cumplimiento de la certificación energética se crean los denominados documentos reconocidos, que disponen del reconocimiento conjun-to del Ministerio de Industria, Energía y Turismo y del Ministerio de Fomento. Son fundamentalmente herramientas infor-máticas de calificación de eficiencia ener-gética. Para este trabajo vamos a utilizar el programa CE3X, herramienta informá-tica promovida por el Ministerio para la Transición Ecológica, a través del IDAE, que permite certificar edificios residen-ciales existentes y de nueva construcción, así como edificios existentes de pequeño
y mediano terciario, tal y como se recoge en la información disponible en el Minis-terio [6]. Se ha elegido esta herramienta debido a que es la más utilizada para la certificación de edificios existentes. Ésta se ha utilizado en regiones de España en más del 90% de los certificados realiza-dos, según el trabajo de López-González, Luis M et al [7].
En el estudio realizado por Gangolells, Marta et al, en el que se analizan los datos de más de 129.000 certificados energéti-cos de edificios existentes en España, el consumo de energía debido a la calefac-ción se reduce significativamente según se van aplicando las normativas más re-cientes (Código Técnico de la Edificación en sus versiones de 2006 y 2013), que au-mentan su exigencia en la reducción de la demanda y el consumo de energía [8]. La reducción del consumo se produce tanto por la mejora de las instalaciones térmicas y su rendimiento, como por la reducción de la demanda producida por unas mejo-res envolventes. Dado que la calificación energética depende de las emisiones de CO2 y estas son directamente proporcio-nales al consumo de energía primaria no renovable de los servicios de calefacción, refrigeración y agua caliente sanitaria, la disminución del consumo de calefacción está provocando que la importancia re-lativa del consumo de energía debida al agua caliente sanitaria en edificios resi-denciales adquiera una mayor relevancia.
El objetivo de este estudio es analizar la metodología utilizada para la estima-ción del consumo de energía debida al sistema de ACS y su posterior calificación energética.
2. METODOLOGÍA Para determinar el consumo de energía
debida al ACS, en primer lugar, se necesi-ta definir un perfil de consumo estándar que permita comparar unas viviendas con otras de manera objetiva. Este perfil viene definido por el Código Técnico de la Edi-ficación, en adelante CTE, que establece en su Documento Básico HE de ahorro de energía, sección 4, que el consumo de ACS
Influencia de la metodología para la certificación energética de edificios sobre los resultados en el indicador de agua caliente sanitaria
nnnn1Juan López-Asiain, 2María-de-la Nieves González, 1Carlos Morón y 1Alejandro Payán-de-Tejada1 UPM Madrid. ETSEM. Departamento de Tecnología de la Edificación (España).
2 UPM Madrid. ETSEM. Departamento de Construcciones Arquitectónicas y su Control (España).
DOI: http://dx.doi.org/10.6036/9578
Building energy performance certificating influence over the results of domestic hot water parameter
Número de dormitorios 1 2 3 4 5 6 ≥6
Número de Personas 1,5 3 4 5 6 6 7
Fig. 1: Ocupación según CTE
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en edificios de uso vivienda es de 28 litros al día por persona, a una temperatura de 60ºC [5]. También establece en la misma sección la ocupación que debe estimarse en una vivienda en función del número de dormitorios, de acuerdo con la figura 1.
Una vez determinado el consumo de ACS de una vivienda en función de su ocupación y el consumo unitario a la tem-peratura de referencia de 60ºC, se puede determinar la demanda energética para el ACS según la siguiente formula:
donde, Pot = Energía necesaria para calentar
el agua en Kcal/hq = Demanda ACS en litros/hce = Calor específico del agua en kcal/
kgºC ye = Peso específico del agua en kg/
dm³ ΔT= Salto térmico en ºC
Para determinar el salto térmico del agua, el CTE facilita las temperaturas me-dias mensuales de suministro de agua por capitales de provincias. Para este trabajo situaremos los cálculos en Madrid, donde la temperatura media anual de suministro del agua sanitaria es de 12,8 ºC [5].
Una vez obtenido la demanda energé-tica correspondiente al ACS, se transforma en consumo, dividiendo la demanda por el rendimiento de las instalaciones utilizadas para el calentamiento del agua. Obtenido el consumo de energía y una vez descon-tados, si fuera el caso aportes energéticos de fuentes renovables, como pudieran ser paneles solares térmicos, se convierte en energía primaria no renovable y esta a su vez en emisiones de CO2. Estas trasfor-maciones se realizan de acuerdo a unos coeficientes publicados por el Ministerio de Industria, Energía y Turismo, median-te el Documento Reconocido “Factores de emisión de CO2 y coeficientes de paso a energía primaria de diferentes fuentes de energía final consumidas en el sector de edificios de España” [9]. Es obliga-ción de cada estado miembro establecer estos coeficientes de paso según su tipo de producción energética y puede haber diferencias significativas entre diferentes estados según explica Castellano, Jordi et al [10]. La calificación energética final de un edificio o parte de este, consiste en una etiqueta que lo califica entre la letra A (mejor) y la G (peor) en función de las emisiones de CO2 y la zona geográfica en la que se encuentra, según el documento Calificación de la eficiencia energética de
los edificios, publicado por el ministerio de Industria y el de Fomento. [11]
3. RESULTADOSDe acuerdo al procedimiento de cálcu-
lo explicado, se ha procedido a determinar el consumo de ACS a 60º de cinco tipolo-gías diferentes de viviendas en función del número de dormitorios (de un dormitorio a cinco) y por tanto de la ocupación según la tabla 1.
Suponiendo las viviendas situadas en Madrid y usando el salto térmico corres-pondiente a esta ciudad, se ha calculado la demanda energética correspondiente a este consumo de ACS, estimando tanto el calor especifico como el peso específico del agua en la unidad, se obtienen los re-sultados expresados en la tabla 2.
Para continuar con el cálculo se ha elegido la tipología de tres dormitorios al ser la más común en las residencias ha-
bituales, según el censo de población del Instituto Nacional de Estadística más re-ciente [12]. Se muestra a continuación en la figura 2.
La unidad de medida para la deman-da y el consumo de energía adoptada en España, al igual que en la mayoría de los estados de Europa es el kWh/m²año [11]. De manera que para poder determinar la demanda de acuerdo a esta unidad es necesario conocer la superficie de la vi-vienda. Gracias al censo de población del INE, conocemos el reparto del número de viviendas según su superficie, como se muestra en la figura 3.
Determinados los intervalos de super-ficie de las viviendas de tres dormitorios en España, se puede obtener la demanda de energía en la unidad kWh/m²año para cada una de esas superficies. Para calcular el consumo será necesario conocer el ren-dimiento de la instalación utilizada para caldear el agua, para este estudio se ha
nº dorm personas l/pers·día l/día (ACS 60°)
1 1,5 28 42
2 3 28 84
3 4 28 112
4 5 28 140
5 6 28 168
Tabla 1: Consumo ACS por tipo de vivienda
Tabla 2: Demanda de energía para la producción de ACS por tipo de vivienda
nº dorm l/día (ACS 60°) ce ye ΔT Pot (kWh/año)
1 42 1 1 47,2 841,52
2 84 1 1 47,2 1.683,04
3 112 1 1 47,2 2.244,05
4 140 1 1 47,2 2.805,06
5 168 1 1 47,2 3.366,08
Fig. 2: Distribución viviendas según el número de dormitorios
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supuesto el rendimiento indicado en el CTE para la producción de calor mediante sistemas abastecidos por gas natural que es del 92%, usando el mismo dato para todas las viviendas. Se resumen los resul-tados en la tabla 3.
Una vez determinado el consumo de energía, se pude calcular la energía pri-maria no renovable utilizando los coefi-cientes de paso publicados por el Ministe-rio [9]. En la siguiente tabla se muestra el
consumo de energía primara no renovable calculado y en la columna adyacente el consumo que obtenemos al introducir los mismos datos de partida en la herramienta de calificación energética CE3X, así como la clasificación energética parcial corres-pondiente al consumo de ACS, expresada por una letra, siendo A la máxima y mejor calificación y G la peor. También en esta tabla 4 se han incorporado tres columnas en las que bajo las mismas condicionantes
de cálculo, se ha supuesto un aporte ener-gético procedente de energía renovable en el edificio del 50%, porcentaje mínimo de aporte considerado por le CTE, obligatorio para edificios de nueva construcción en Madrid.
Identificada la superficie de la vivien-da como un factor relevante en la califi-cación energética, se ha hecho un estudio de certificados reales registrados (los cer-tificados analizan ACS, calefacción y cli-matización), para lo cual se ha accedido a la aplicación ENERFUND [13]. Esta herra-mienta, ha sido creada por un consorcio de 15 organismos de distintos países eu-ropeos y financiado por el programa Ho-rizonte 2020 de la Comisión Europea. En ella, se pueden consultar hasta 73 millo-nes de certificados volcados por cada uno de esos organismos pudiendo recopilar los datos energéticos de viviendas y edificios de hasta 13 países.
De entre todos los datos disponibles se han utilizado viviendas de la zona climá-tica D3, según CTE, donde se encuentran ciudades como Madrid, Zaragoza, Ciudad Real o Lérida. Se han filtrado los certifica-dos energéticos en cuatro rangos de su-perficie de vivienda: hasta 59 m2, de 59-90 m2, de 90-120 m2 y de 120-180 m2. De cada uno de los rangos se ha extraído el número total de viviendas por cada califi-cación energética y se han calculado los porcentajes relativos respecto al total de viviendas correspondiente al rango de su-perficie. Posteriormente, se han analizado dichos porcentajes resultando una gráfica (Fig. 4) en la que se puede observar por rangos de superficie de las viviendas, el porcentaje de ellas con mejores califica-ciones (situadas entre la letra A y la E):
3.1. DISCUSIÓN DE LOS
RESULTADOS Existe una pequeña diferencia en los
resultados de los cálculos realizados tal y como se ha explicado en la introducción, respecto de los ofrecidos por el programa CE3X, introduciendo los mismos datos de partida, la diferencia es de media del 1,53%, probablemente debida a algún factor de corrección o de cambio de uni-dad que incorpora el programa.
Se puede observar claramente tanto en la tabla 3 como en la 4, que la super-ficie de la vivienda condiciona los resul-tados de demanda y consumo obteni-dos, de manera muy importante. Siendo la demanda energética por vivienda la misma, 2.244,05 kWh/año, al incorporar en la unidad de medida la superficie, los datos de consumo pueden ser hasta cua-tro veces mayores en viviendas de menor Tabla 4: Consumo de energía primaria no renovable y calificación parcial
Viviendas 3 dormitorios
Energía primaria no renovable Energía primaria no renovable
Calculada CE3X Calculada CE3X
Sup (m²) kWh/m²año kWh/m²año Clasificación kWh/m²año kWh/m²año Clasificación
151-180 17,54 17,27 E 8,77 8,64 D
121-150 21,42 21,09 F 10,71 10,55 E
106-120 25,69 25,29 G 12,84 12,65 E
91-105 29,62 29,17 G 14,81 14,58 E
76-90 34,97 34,44 G 17,49 17,22 E
61-75 42,69 42,03 G 21,34 21,02 F
46-60 54,77 53,93 G 27,38 26,96 G
30-45 77,40 76,22 G 38,70 38,11 G
Aporte energía del 50 %
Tabla 3: Demanda y consumo de energía para la producción de ACS
Viviendas 3 dormitorios
Demanda Consumo
Superficie (m²) S. Media (m²) kWh/m2año kWh/m2año
151-180 165,5 13,56 14,74
121-150 135,5 16,56 18,00
106-120 113,0 19,86 21,59
91-105 98,0 22,90 24,89
76-90 83,0 27,04 29,39
61-75 68,0 33,00 35,87
46-60 53,0 42,34 46,02
30-45 37,5 59,84 65,04
Fig. 3: Distribución viviendas de tres dormitorios según su superficie
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superficie comparando con viviendas más grandes, ambas con las mismas condicio-nes iniciales de cálculo.
Como se puede observar en la tabla 4, si añadimos al cálculo aportes de energía alternativos que reduzcan el consumo de energía no renovable para el ACS, las dife-rencias debido a la superficie se agravan, pues los saltos de calificación pasan de la letra G en las viviendas más pequeñas, a la D en las más grandes, de nuevos con las mismas condiciones iniciales de cálcu-lo. Esto se debe a que según se mejora en la calificación energética, los tramos para saltar de una letra a otra son más peque-ños.
En un análisis de certificados reales registrados que califican a las viviendas, no solo por el ACS, sino que incluyen tam-bién la calefacción y la climatización, se observa en la figura 4, una tendencia a que las viviendas de mayor superficie con-sigan mejores calificaciones que aquellas más pequeñas.
4. CONCLUSIONESSe ha podido comprobar que viviendas
de idénticas características constructivas, como mismo número de dormitorios, mis-mos ocupantes, misma instalación para la generación de ACS, misma zona geográ-fica, pueden obtener calificaciones ener-géticas parciales cuatro veces peores en función de la superficie de las viviendas.
Edificios con las mismas característi-cas constructivas y tecnológicas, inicial-mente igual de eficientes, obtienen cali-ficaciones parciales muy diferentes según la superficie de sus viviendas, premiando a aquellas más grandes. Esta situación desvirtúa la calificación energética, no
permitiendo realmente calificar mejor los edificios con instalaciones más eficientes e impidiendo comparar de forma objetiva unos con otros.
La calificación parcial del ACS afecta a la calificación global de las viviendas, dando como resultado que los certifica-dos reales registrados obtengan un mayor porcentaje de calificaciones consideradas eficientes, en las viviendas de mayor su-perficie.
Si se quiere obtener una calificación objetiva y comparable que realmente mida la eficiencia energética de las viviendas, las premisas de cálculo iniciales referentes al consumo deben estar relacionadas con la superficie, de manera que el tamaño de la vivienda no sea un factor relevante en lo que a eficiencia energética se refiere. Ya en otros países europeos como Polo-nia, Italia y Alemania, el consumo de agua caliente sanitaria, se estipula en litros por unidad de superficie, consiguiendo así que el parámetro de la superficie al obtener el consumo de energía primaria no renova-ble en kWh/m²año, deje de tener influen-cia sobre la calificación energética, o al menos muy reducida.
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Figura 4: Calificación energética segmentada por superficie de las viviendas
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1. INTRODUCCIÓN
1.1 EL CONFORT TÉRMICO EN CLIMAS CÁLIDOS Y HÚMEDOS
En los climas cálidos y húmedos, la se-lección de las estrategias de diseño resulta decisiva, y para ello es necesario el conoci-miento del lugar y su microclima [1]. En ge-neral, se suele admitir que el confort térmi-co se favorece con construcciones aisladas, sin que influya que sean masivas o ligeras (lo que significa que la inercia térmica no sería determinante), en las que la ventila-ción sea importante y los huecos exteriores estén bien orientados y sombreados, siendo más adecuados los emplazamientos en lu-gares afectados por corrientes de aire [2].
Los factores críticos para el confort térmico en el clima cálido-húmedo son el movimiento del aire, constante para po-der disipar las ganancias de calor solares e internas, y la exposición de los huecos de fachada, que deben estar protegidos del sol y, en la medida de lo posible, exentos de vidrio (dado que éstos aumentarían la temperatura interior al constituir trampas solares) [3].
1.2 VENTILACIÓN NATURAL PARA EL CONFORT TÉRMICO
El confort térmico define zonas de temperatura, de velocidad del flujo de aire y de niveles de humedad en los cuales los
habitantes se sienten cómodos [4]. En el clima que nos ocupa, dado que hace calor durante el día y por la noche, la consecu-ción del bienestar pasa fundamentalmente por la obtención de refrigeración, sea ésta natural o por medios mecánicos.
La ventilación natural de la vivienda se puede optimizar mediante las siguientes estrategias [5]:
· evaluar el potencial de ventilación en función del sitio
· aprovechar las fachadas expuestas a los vientos dominantes en los meses más cálidos
· proteger la piel del edificio de los ra-yos solares
· dimensionar adecuadamente los huecos para favorecer los movimien-tos de aire en los espacios interiores
· organizar la distribución interior con el fin de que la circulación del aire sea canalizada sin obstáculos
Las características del viento varían en función del medio ambiente, de la rugosi-dad del suelo, de la estratificación térmica y de la altura del lugar. El viento típico de un lugar se define por la combinación de su velocidad y de su intensidad de turbu-lencia, que pueden diferir de las del viento meteorológico [6].
Los efectos del viento vienen afectados por la altura del edificio, la porosidad, la geometría y la posición del edificio en rela-ción con los obstáculos y su distancia a és-tos. La desviación de los flujos de aire está también ligada a la turbulencia existente.
La velocidad del aire influye en los in-tercambios de calor por convección; en la vivienda se estiman adecuadas las veloci-dades de aire comprendidas entre 0.25 y 0.50 m/s. Sin embargo, en los lugares afec-tados por el tipo de clima objeto de nuestro estudio, el viento presenta velocidades ba-
jas, en ocasiones menores que 0.25 m/s; y de acuerdo con la escala Beaufort, se trata del rango de velocidad definido como cal-mo [7].
Las velocidades de aire recomenda-das para el bienestar térmico en las con-diciones de Cuba se cifran por encima de 1.5m/s, pero esas velocidades son difíciles de obtener en el interior de las viviendas y pueden resultar incluso molestas [8].
La “American Society of Heating, Refri-gerating and Air-Conditioning Engineers” (ASHRAE) proporciona indicaciones sobre las mejores tasas de renovación de aire (“Air Change per Hour” - ACH), las cuales dependen principalmente de las condicio-nes climáticas y de la tipología constructi-va. Como regla general, entre 1 y 1.5 ACH es lo normal para mantener un ambiente saludable, y entre 3 y 5 ACH es un rango usual para situaciones de ventilación na-tural [9].
1.3 LA TEMPERATURA AMBIENTE INTERIOR
Dado que el parámetro de bienestar más directamente controlable por el usua-rio es el de la temperatura interior de la vivienda, parece conveniente considerar la evolución de dicha temperatura a lo largo del año, en función de las estrategias que el propio usuario pueda implementar, para la caracterización por parte de éste de las diferentes situaciones conducentes a un mejor nivel térmico de habitabilidad de la propia vivienda dentro de los condicionan-tes del clima cálido-húmedo propio de la zona del Caribe.
2. OBJETIVOS Y METODOLOGÍAEn este trabajo se desarrolla un análisis
y evaluación de los efectos que diferentes situaciones de ventilación natural, y de las estrategias de sombreado en combinación con éstas, provocan en la evolución de la onda térmica interior en función de la temperatura exterior, mediante simulación dinámica por ordenador.
Para la consecución de los objetivos propuestos se ha analizado la evolución horaria de la temperatura del aire interior bajo diferentes situaciones ambientales, haciendo uso del programa de simulación dinámica Transient Energy System Simu-lation Tool (TRNSYS 16.1). Este programa es modular y flexible, permitiendo diseñar sistemas complejos y modificar en cada
Evolución de la temperatura interior de una vivienda en clima cálido-húmedo mediante simulación dinámica en diferentes situaciones de ventilación y sombreado
nnnn1Guillermo De-Ignacio-Vicens, 2Silvia Soutullo-Castro, 3Oscar López-Zaldívar y 3Rafael-Vicente Lozano-Díez1 Universidad Politécnica de Madrid (España)2 CIEMAT (España)3 ETS de Edificación Universidad Politécnica de
Madrid (España)
DOI: http://dx.doi.org/10.6036/9632
Evolution of indoor temperature in warm-humid climate housing through dynamic simulation in different situations of ventilation and shading
nnnncolaboración Cod. 9632 | Tecnología de la construcción | 3305.01 Diseño arquitectónico
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tiempo de paso las variables de entrada y las condiciones de contorno.
3. CASO DE ESTUDIO
3.1 CONDICIONES CLIMÁTICASLos valores medios mensuales y anuales
de la temperatura ambiente, así como las condiciones climáticas de La Habana pue-den ser consultadas en las tablas 1 y 2 del anexo.
3.2 VIVIENDA OBJETO DE ESTUDIOEl estudio se particulariza en una vi-
vienda representativa de las tipologías constructivas de La Habana (Cuba). Se tra-ta de un edificio de tres alturas situado en el reparto Boyeros (figuras 1 y 2 del anexo), siendo la vivienda estudiada la correspon-diente a una planta intermedia.
Tiene una superficie de 58m2 y un volumen de 142m3. Tiene tres fachadas exteriores, orientadas a este, sur y oeste respectivamente. El cuarto cerramiento es adyacente a una habitación del aparta-mento contiguo y a la caja de escalera, con la entrada a la vivienda.
Todos los cerramientos son de ladrillo; los correspondientes a las secciones A, B y C son muros de carga de 0.30m, y el resto de 0.15m. El acabado consiste en un repello por ambas caras de 15mm.
Los forjados son de hormigón armado de 0.12m de espesor. El acabado superior es el propio hormigón recubierto con lechada de cal, y el del suelo, baldosa hidráulica. La altura libre es de 2.45m.
Los huecos de ventana son de 1.20m x 1.60m, y están provistos de ventanas MIA-MI metálicas fijas, con lamas que pueden regular la luz y proteger del asoleo y de las ráfagas de viento y lluvia. El hueco de la fa-chada sur es de 0.60m x 0.60m, acristalado y sin protección.
Los huecos de baño y cocina son de 0.65m x 0.55m y 0.60m x 1.15m respecti-vamente, ambos con persianas MIAMI fijas de madera. El patio de servicio y balcón en la fachada oeste es abierto y sobrevuela 1.20m de la fachada, al igual que el de la planta superior.
Las propiedades termofísicas de los materiales utilizados en la construcción de la vivienda pueden ser consultadas en la tabla 3 del anexo.
3.3 CONDICIONES DE SIMULACIÓNTodos los casos se han simulado para
dicha vivienda sin cargas internas. Ésta se ha modelado con dos zonas térmicas de 29m2: la Zona_1, entre las secciones A y B, y la Zona_2, entre las secciones B y C.
Las hipótesis de partida son:· Humedad relativa del 80% (media de
La Habana)· Infiltración constante de 0.24 ACH.
Valor definido en los programas nor-mativos españoles para bloques de viviendas desde 2006.
· Estrategia de ventilación nocturna.· Ventilación diurna mínima de salu-
bridad de 0.63 ACH (programas nor-mativos españoles).
· Ventilación nocturna de 1.2, 4 y 8 ACH.
· Sombreado total de huecos durante el día (9 a 22 horas) con lamas cerra-das, y abiertas 90º por la noche (23 a 8 horas).
Se han realizado las simulaciones te-niendo como variables de salida las tempe-raturas interiores de ambas zonas térmicas (tabla 4 del anexo).
4. RESULTADOS DE LA SIMULACIÓN EN VENTILACIÓN Y SOMBREADO
4.1 RESULTADOS GENERALESEn la Zona_2 se alcanzan temperatu-
ras medias ligeramente superiores a las de la Zona_1 (0.5ºC) en los casos sin sombra, invirtiéndose el resultado cuando los hue-cos están sombreados (0.4ºC en media). Por ello, en lo sucesivo se considerará la Zona_1 como objeto de estudio singular (tablas 5 y 6 del anexo)
Analizando las temperaturas interiores, se observa que sin sombreado sobre las ventanas (Caso_10, Caso_20 y Caso_30) se registran temperaturas medias superiores a las de los casos con sombreado (Caso_1, Caso_2 y Caso_3), como cabía esperar, va-riando las diferencias en media mensual y anual entre 1ºC y 3.7ºC dependiendo del número de renovaciones del aire interior, correspondiendo el Caso_1 y el Caso_10 a 1.2 ACH en ventilación nocturna; el Caso_2 y el Caso_20, a 4 ACH; y el Caso_3 y el Caso_30, a 8 ACH.
Sin embargo, esas temperaturas son siempre superiores a las medias mensuales de la temperatura exterior, lo que supon-dría un empeoramiento de las condiciones térmicas interiores de la vivienda, por lo que cabe preguntarse por el grado de sig-nificación de esas diferencias, sobre todo teniendo en cuenta que la amplitud de la onda de temperatura exterior es cuantita-tivamente importante en general.
Con objeto de analizar lo que ocurre durante las 24 horas del día, se han selec-cionado dos días característicos: el 17 de enero como representativo de las condi-ciones de invierno, y el 23 de julio como
representativo del verano. Esto permite ver las diferencias de temperatura hora a hora alcanzadas entre el exterior y el interior, así como la diferencia de temperatura interior entre los casos analizados.
4.2 CONDICIONES DE INVIERNOLa tabla 7 del anexo refleja la situación
de las temperaturas máximas y mínimas interiores en los diferentes casos estudia-dos junto con los valores máximo y mínimo de la temperatura exterior para el día 17 de enero. Se reflejan además en la tabla las amplitudes de la onda térmica, los factores de amortiguamiento f de la onda térmica interior y el desfase Φ entre las ondas tér-micas exterior e interior.
4.2.1 Libre asoleo de los huecos de fachada
En los casos Caso_10, Caso_20 y Caso_30, la diferencia de temperaturas máximas está dentro del rango de 1ºC, en tanto que las mínimas presentan una diferencia de 1.5ºC entre el Caso_10 y el Caso_30. Las amplitudes (Tmáxima-Tmedia) es-tán, respectivamente, en 1.2ºC, 1.4ºC y 1.5ºC, con una diferencia máxima de 0.3ºC entre el Caso_10 y el Caso_30 (ver anexos figura 3).
Dada la proximidad de los resultados entre el Caso_20 y el Caso_30 (0.5ºC de diferencia), podemos descartar este último caso, en concordancia con lo establecido anteriormente.
La temperatura máxima interior dis-minuye en 2ºC respecto de la temperatura máxima exterior en el nivel de ventilación normal, y en casi 3ºC en el nivel medio, y a su vez se da un aumento de la temperatura mínima de 2.5ºC sobre la mínima exterior en el primer caso, y de solo 1.6ºC en el se-gundo, por lo que será ventajosa una ven-tilación natural de nivel medio-alto aun en condiciones de invierno (figura 1).
Comparando con la evolución de la temperatura exterior, se observa la amor-tiguación de la onda térmica en el inte-rior, que se sitúa algo por encima del 60%, con un desfase de dos horas respecto del máximo de la onda térmica exterior, como consecuencia de la inercia térmica del edificio.
Figura 1. Evolución de la temperatura diaria
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Como la oscilación de temperatura es pequeña (Tmax-Tmin en torno a 2.5ºC), es re-presentativa la temperatura media del día, que se sitúa ligeramente por debajo de los 25ºC para el Caso_20, esto se estima como medianamente confortable.
4.2.2 Huecos en sombraEn los casos con sombreado de huecos
durante el día, Caso_1, Caso_2 y Caso_3, con niveles de ventilación de 1.2 ACH, 4.0 ACH y 8.0 ACH, respectivamente, se observa que las temperaturas máxima y mínima di-fieren en menos de 0.5ºC, por lo que se con-sidera no significativo el nivel de ventilación en este supuesto (Ver anexos figura 4).
Al establecer la gráfica de compara-ción entre la evolución de la temperatura exterior y la interior durante 24 horas, con la misma situación sin sombreado de los huecos, en régimen de ventilación natural nocturna normal (Figura 2), la temperatu-ra mínima interior coincide prácticamente con la mínima exterior, y la máxima inte-rior está algo más de 5ºC por debajo de la exterior, lo que conduce a una diferencia notable en la amplitud de la onda térmica interior respecto de la exterior.
La oscilación de la temperatura interior es menor que 1.5ºC con un factor de amor-tiguamiento de la onda térmica del 80%, lo que significa que la temperatura en la vi-vienda es sensiblemente constante a lo lar-go de las 24 horas, manteniéndose en torno a los 23ºC de la temperatura media, con un nivel de confort considerado aceptable.
El máximo de la temperatura interior se produce a las 18 horas, con un desfase de tres horas respecto al máximo exterior (15 horas), valor aceptable por cuanto la tem-peratura exterior y la interior coinciden en torno a las 21 horas.
Esta situación es ventajosa frente a la mejor disposición obtenida cuando no hay sombreado de los huecos, en el más favo-rable nivel medio-alto de ventilación, con casi 25ºC de temperatura media diaria y todavía entre 2ºC y 3ºC de temperatura por encima del caso en estudio a lo largo del día (Figura 3).
En las gráficas conjuntas de los seis ca-sos (Figura 4) se aprecian las diferencias de
comportamiento de la temperatura interior a lo largo del día. Tomando como términos de comparación los casos 1 (sombreado con ventilación natural normal) y 20 (sin sombra y ventilación media-alta), la dife-rencia entre las temperaturas máximas de ambos casos está por encima de los 2ºC, situándose en 26.2ºC la temperatura máxi-ma interior en el Caso_20, en tanto que la máxima en el Caso_1 es de 23.8ºC.
Lo mismo sucede con la temperatura mínima nocturna, que frente a los 23.5ºC del Caso_20, en el Caso_1 es de 22.4ºC, por lo que los valores de temperatura máxima y mínima en este caso son ambos claramente más confortables.
Más significativa es la diferencia en las amplitudes y amortiguamiento de las ondas térmicas en estudio. En el Caso_1, la amplitud se ha reducido a la mitad y el amortiguamiento crece del 60% al 80% respecto del Caso_20, con lo que la tempe-ratura interior resulta casi constante.
4.3 CONDICIONES DE VERANOEn la tabla 8 del anexo se detalla la si-
tuación de las temperaturas interiores en los diferentes casos analizados, junto con la temperatura exterior, para el día 23 de julio que hemos considerado como repre-sentativo.
4.3.1 Libre asoleo de los huecos de fachada
Considerando las situaciones de partida en las que no se ha contemplado ningún sombreado, Caso_10, Caso_20 y Caso_30 (niveles de ventilación de 1.2 ACH, 4.0 ACH
y 8.0 ACH respectivamente), la diferencia de temperaturas máximas entre cada caso es inferior a 1ºC, siendo de 1.6ºC entre el Caso_10 y el Caso_30, mientras que las mí-nimas presentan una diferencia de menos de 2ºC entre cada uno de ellos (3.1ºC entre el Caso_10 y el Caso_30). Las amplitudes (Tmáxima – Tmedia) en los tres casos es-tán entre 1.5ºC y 2.5ºC, con una diferen-cia máxima de 0.8ºC entre el Caso_10 y el Caso_30 (Figura 5).
Analizando las condiciones de confort interior de la vivienda en verano, descarta-mos el Caso_10, por dar una temperatura máxima superior a la máxima exterior; y dado que la diferencia de temperaturas a lo largo del día entre el Caso_30 y el Caso_20 está en torno a 1ºC o menos, tomaremos como caso de referencia el Caso_20 (ven-tilación media-alta) en la comparación con la evolución diaria de la temperatura exte-rior (Ver anexos figura 5).
El amortiguamiento de la onda térmica interior es del 56%, con una amplitud de 2.1ºC frente a los 4.5ºC de amplitud de la onda exterior, resultando una temperatura media diaria de 30.1ºC, y una temperatura del orden de 5ºC por encima de la tem-peratura nocturna exterior, por lo que las condiciones interiores de temperatura son claramente no confortables, aun con venti-lación media-alta.
4.3.2 Huecos en sombraAl considerar la situación de sombrea-
do durante el día (9:00 a 21:00), el caso in-termedio (Caso_2, ventilación media-alta) es ventajoso respecto del Caso_1 y poco diferente del Caso_3 (diferencia menor que 1ºC a lo largo del día), por lo que conside-raremos el Caso_2 como de referencia en condiciones de verano (Figura 6).
En el Caso_2 el amortiguamiento de la onda térmica interior es del 75%, con una amplitud de 1.1ºC frente a los 4.5ºC de am-plitud de la onda exterior, resultando una temperatura media diaria de 27.2ºC, y una temperatura del orden de 2ºC por encima de la temperatura nocturna exterior, por lo que la temperatura interior se mantie-ne muy estable las 24 horas del día, dentro
Figura 2. Evolución de la temperatura diaria
Figura 3. Evolución de la temperatura diaria
Figura 4. Comparación entre temperaturas interiores con huecos en sombra durante el día (Caso_1, Caso_2 y Caso_3) y sin sombra (Caso_10, Caso_20 y Caso_30) para diferentes niveles de ventilación
Figura 5. Evolución de la temperatura diaria
nnnncolaboración Cod. 9632 | Tecnología de la construcción | 3305.01 Diseño arquitectónico
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de un rango que puede considerarse como relativamente confortable, sobre todo du-rante la noche (Ver anexos figura 6).
El desfase respecto de la onda exterior en este supuesto es de 5 horas, con lo que el máximo de la temperatura interior coin-cide prácticamente con el valor medio de la temperatura media ambiente, en torno a 28ºC, y se produce en un momento de claro descenso de la temperatura exterior, aspecto este muy ventajoso.
5. DISCUSIÓN DE LOS RESULTADOS
5.1 CONDICIONES DE INVIERNO - Sin sombreado en los huecos, y dada la proximidad de los resultados en-tre los niveles de ventilación de 4 y 8 ACH, podemos descartar este último caso, de acuerdo con lo establecido en los niveles de ventilación natural adecuados para viviendas.
- Comparando las temperaturas máxi-ma y mínima interiores con las ex-teriores, en los niveles de ventilación normal y media-alta, resulta venta-josa una ventilación natural de nivel medio-alto aun en condiciones de invierno.
- Al efectuar la comparación de las temperaturas interiores con la evo-lución de la temperatura exterior, se observa una amortiguación de la onda térmica en el interior por en-cima del 60%, y como la oscilación de temperatura es pequeña, es re-presentativa la temperatura media del día, que se sitúa ligeramente por debajo de los 25ºC para el nivel de ventilación medio-alto, situación que puede estimarse como medianamen-te confortable.
- Al sombrear huecos durante el día, se observa que, tanto la temperatura máxima, como la mínima, difieren en menos de 0.5ºC entre los tres niveles de ventilación considerados, por lo que se considera no significativo el nivel de ventilación en este supuesto.
- Cuando se sombrean los huecos, y aun en régimen de ventilación na-
tural y nocturna normal, existe una reducción notable en la amplitud de la onda térmica interior respecto de la exterior, con lo que la temperatu-ra en la vivienda es sensiblemente constante a lo largo de las 24 horas día, manteniéndose en torno a los 23ºC de la temperatura media, con un nivel de confort que se puede considerar aceptable.
5.2 CONDICIONES DE VERANO - En libre asoleo de los huecos en fa-chada, en el régimen de ventilación normal de 1.2 ACH se da una tem-peratura máxima interior superior a la máxima exterior, por lo que se debe tomar como referencia el nivel de ventilación medio-alto en verano.
- El amortiguamiento de la onda tér-mica interior, de poco más del 50%, junto con la amplitud de la onda in-terior, dan como resultado una tem-peratura media diaria de 30ºC y una temperatura interior del orden de 5ºC por encima de la temperatura noc-turna exterior, por lo que las condi-ciones interiores de temperatura son claramente no confortables, aun con ventilación media-alta.
- Con sombreado, el nivel de ventila-ción media-alta es ventajoso respec-to del nivel de ventilación normal, por lo que hay que considerarlo como referencia.
- En este caso, el amortiguamiento de la onda térmica interior es del 75% con una amplitud de 1ºC, por lo que la temperatura interior se mantie-ne muy estable en torno a los 27ºC de temperatura media diaria, lo que puede considerarse como relativa-mente confortable de día, pero no así por la noche.
6. CONCLUSIONES - La simulación dinámica, día a día y hora a hora, a lo largo de los doce meses del año, permite discriminar y cuantificar las mejoras aplicables en las estrategias de ventilación natural y sombreado, en las diferentes situa-ciones de invierno y verano, para las condiciones climáticas de La Habana (Cuba).
- De los resultados obtenidos se des-prende que un nivel de ventilación medio-alto, correspondiente a 4 ACH, es aconsejable no solo en con-diciones de verano, sino también en condiciones de invierno.
- Como ya establecimos anteriormente
[10], son fiables los valores de amor-tiguamiento y desfase de la onda térmica interior obtenidos mediante simulación dinámica, lo que permite considerar como válidos los resulta-dos de temperatura interior en orden a las condiciones de habitabilidad de la vivienda.
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MATERIAL SUPLEMENTARIOhttps://www.revistadyna.com/documentos/pdfs/_adic/9632-1.pdf
Figura 6. Evolución de la temperatura diaria
colaboraciónnnnnCod. 9411 | Tecnología industrial | 3310.99 Otras (especificar)
Mayo - Junio 2020 | Vol. 95 nº3 | 265/269 | Dyna | 265
1. INTRODUCCIÓNLos cojinetes de aceite con lubricación
hidrostática o hidrodinámica ofrecen grandes ventajas en máquinas y mecanismos donde se requiere una alta precisión en los movimientos y en el posicionamiento. Sus características principales son la fricción casi nula, la alta amortiguación y el desgaste insignificante, por lo que son ideales para la aplicación de guías de máquinas herramienta. Los cojinetes lubricados funcionan con una película de fluido presurizado entre las partes móviles. Esta presión, y por lo tanto la carga de apoyo, puede lograrse mediante una presión de bombeo externa (comúnmente conocida como presión hidrostática) o bien por el movimiento relativo de las piezas, obteniendo lo que se conoce como presión hidrodinámica. La combinación de ambos efectos en el mismo cojinete -el comportamiento hidrostático a baja velocidad y el efecto hidrodinámico a mayor velocidad- dan
como resultado una solución conocida como cojinete híbrido. Esta clasificación de cojinetes está bien establecida en la literatura [1], [2], [3] y [4].
El trabajo de investigación realizado y presentado en este documento se centra en el estudio de cojinetes de alta preci-sión basados en la lubricación hidrostá-tica, considerando los efectos hidrodiná-micos debido a la velocidad relativa entre el eje rotativo y el propio cojinete. Este estudio trata cuatro puntos principales: la aplicación de cojinetes en máquinas-herramienta (rectificadoras), el diseño de un banco de ensayos para el análisis aisla-do de cojinetes de precisión, el modelado de cojinetes lubricados y, finalmente, los resultados experimentales de los primeros ensayos y la correlación con la predicción teórica.
1.1. COJINETES LUBRICADOS EN RECTIFICADORAS
Las máquinas herramienta de alta precisión, y en particular las máquinas rectificadoras, son una de las aplicaciones principales de los cojinetes lubricados. En este caso, se presenta el uso de cojinetes hidrostáticos con efecto hidrodinámico significativo (cojinetes híbridos) en los cabezales muela de las máquinas de rectificado. La precisión en el movimiento giratorio, la capacidad de carga del conjunto apoyado de eje/muela y el alto coeficiente de amortiguación del cojinete
hidrostático son imprescindibles para lograr un proceso de rectificado y acabado de superficies muy preciso.
Los cabezales muela están compues-tos comúnmente por dos cojinetes radia-les y un cojinete de empuje axial, todos ellos con lubricación hidrostática, evi-tando cualquier contacto entre el eje y los cojinetes. Se coge como referencia un cabezal muela de una máquina rectifica-dora de DANOBAT, con una velocidad de rotación de hasta 3000r/min, una capaci-dad de carga de 400kg en condiciones de operación y menos de 2 micras de error de salto y, por lo tanto, error en la pieza mecanizada.
Este tipo de cojinetes se han probado en bancos de ensayos con una estructura y arquitectura similares a las del cabezal de la rectificadora, pero con la disposición adecuada del cabezal para medir variables operativas como temperatura, caudal y presión. Este tipo de configuración experi-mental clásica para husillos con cojinetes lubricados tiene la ventaja de que los re-sultados obtenidos son bastante cercanos al comportamiento real del cabezal, pero resulta difícil analizar los coeficientes me-cánicos de cada cojinete: la capacidad de carga, la rigidez y la amortiguación. Esto es debido a que la fuerza aplicada y las cargas se distribuyen por los tres cojine-tes. La Figura 1 muestra un ejemplo de este tipo de banco de ensayos de cojinetes hidrostáticos, el antiguo banco de ensayos en IDEKO [5].
Banco de ensayos para la caracterización de cojinetes hidrostáticos
nnnn
Ibai Berrotaran Saavedra1, Harkaitz Urreta Prieto1 y Luis-Norberto López de Lacalle Marcaide2
1 IK4-IDEKO (España).2 UPV/EHU Escuela Técnica Superior de
Ingeniería de Bilbao (España)
DOI: http://dx.doi.org/10.6036/9411
Test bench for characterization of hydrostatic bearings
Fig. 1: Banco de ensayos para husillos con cojinetes lubricados y arquitectura clásica: dos cojinetes radiales y un cojinete de empuje axial
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2. DISEÑO DE UN BANCO DE ENSAYOS DE ALTA PRECISIÓN
Se decidió diseñar y construir un nue-vo banco de ensayos que tuviera el cojine-te completamente aislado, y no integrado en un cabezal muela, y de este modo ana-lizar los coeficientes mecánicos cojinete aislado. Los resultados proporcionados por el banco de ensayos que se muestra en la Figura 1 fueron muy útiles para el diseño de un nuevo banco, donde el aná-lisis experimental del cojinete lubricado sigue siendo el objetivo principal. Además de la presión en las cavidades de celda, la temperatura y el caudal a través de di-ferentes puntos del circuito hidráulico, la posición relativa del eje y el cojinete es crucial para una medición fiable de los co-eficientes mecánicos: capacidad de carga, rigidez en el cojinete y amortiguación que proporciona la película de fluido.
Se ha analizado la bibliografía en bus-ca de trabajos de investigación donde se estudia este mismo objetivo: el análisis experimental de cojinetes lubricados ais-lados. Este tipo de cojinetes de ensayos se muestran en [6], [7], [8] y [9], donde se puede observar que el cojinete que se va a examinar está aislado de los puntos de apoyo del eje, y de esta manera la carga se aplica directamente en el punto de in-terés, el cojinete lubricado a analizar. La configuración básica de este tipo de ban-cos de ensayos está compuesta por un eje giratorio apoyado en dos o varios puntos de apoyo, donde se logra un movimiento rotativo de alta precisión. Entre esos pun-tos de apoyo, o al final del eje (según la configuración) se ubica el cojinete a ana-lizar, el punto de enfoque del banco de en-sayos. Siguiendo esos principios, el nuevo banco de ensayos diseñado en IDEKO para el análisis de cojinetes lubricados tiene la configuración detallada en la Figura 2.
Otros errores observados en el banco de ensayos anterior (Figura 1) fueron las vibraciones mecánicas inducidas por el motor en los experimentos y la inestabili-dad de la fuerza aplicada en el eje.
En el caso de la aplicación de la fuer-za, el objetivo principal ha sido garantizar que la fuerza sea radial al cojinete (en dos disposiciones a 90º), y que el cojinete a analizar tenga sólo dos grados de libertad, ortogonales al eje. Para lograrlo, la fuerza se aplica mediante actuadores hidráulicos a través de dos cables y rodillos, tirando del eje para garantizar una carga estable y con componente radial puro.
Finalmente, se define el diseño y el método de fabricación seleccionado del alojamiento del cojinete lubricado. Uno de los objetivos al inicio de este trabajo de
investigación era tener la posibilidad de modificar con bastante facilidad la geo-metría del cojinete, la relación entre las cavidades de celda y las regiones de hol-gura, la forma de las cavidades de celda, y su alineación con las fuerzas aplicadas; resumiendo, un cojinete lubricado con gran versatilidad para modificar su confi-guración. La primera decisión fue fabricar el cojinete por inyección de pasta polimé-rica deslizante, para analizar diferentes geometrías de las cavidades de celda con una misma carcasa del cojinete. Además, en los casos de deformación del cojinete a causa de una sobrecarga o de superar la velocidad límite, la reparación se simplifi-ca. La carcasa del cojinete se fabrica con forma octaédrica, para aplicar la fuerza alineada con las cavidades de celda, o a cuarenta y cinco grados, alineada con las regiones de holgura.
La configuración final de este banco de ensayos se presenta en la Figura 3.
3. GEOMETRÍA INTERNA DEL COJINETE LUBRICADO Y SU MONITORIZADO
Los primeros resultados del banco de ensayos presentados en este documento se obtuvieron con dos cojinetes diferen-tes: un cojinete completamente hidrostá-tico y un segundo diseño con un efecto más hidrodinámico. En ambos casos, si-guiendo la configuración del cojinete an-teriormente mencionada, el cojinete tiene cuatro cavidades de celda rectangulares, con la geometría dada en la Tabla 1 y el esbozo que se muestra en la Figura 4.
Por otro lado, se han utilizado dos ti-pos de restrictores, capilares y de orificio, con dimensiones variables para ajustar el cojinete a diferentes relaciones de pre-sión. El lubricante se bombea a presión fija a seleccionar para cada prueba, de modo que la lubricación hidrostática se realiza a presión constante.
El banco de ensayos ha sido monitori-zado con varios sensores de temperatura, presión, caudal, células de carga y senso-res de posición. En resumen, el cojinete tiene 6 sensores de temperatura: uno para la entrada de fluido, uno en cada una de las cuatro cavidades de celda, y el último para el colector de aceite, donde se reco-lecta el lubricante para enviarlo de vuelta al tanque. La presión se mide en 5 pun-tos: la presión de suministro del sistema de bombeo y la presión en cada una de las cuatro cavidades de celda. El caudal del fluido a través del cojinete se mide en el conducto de suministro. Por otro lado, la carga aplicada se mide con dos célu-las de carga, una en cada eje: vertical y horizontal. Cuatro sensores de posiciona-miento (sensores inductivos sin contacto) miden el movimiento relativo del cojinete respecto al eje. Los sensores están ubi-cados en dos planos paralelos entre sí (2 sensores ortogonales en cada plano), y simétricos respecto al centro del cojine-te, a ambos lados de la carcasa. De esta manera, se mide la posición en el plano XY del cojinete, y se detectan los efectos de inclinación de la carcasa, gracias a la medición en los dos planos paralelos.
Los sensores utilizados son: sonda de temperatura (PT-100 con electrónica
Fig. 2: Configuración del banco de ensayos para el análisis experimental aislado de cojinetes lubricados
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integrada, TC-Direct), sonda de presión HYDAC-3400 (rango 0-100bar), sensor de caudal HYDAC-EVS3100 (rango 1-60l / min), célula de carga Interface SM5000 (5kN), y sensor inductivo de posiciona-miento Bruel y Kjaer SD81, 4mV / µm. Todo se gestiona mediante el sistema DAQ de National Instruments y el software de monitorización basado en LabView.
4. DESCRIPCIÓN DE LA HERRAMIENTA DE CÁLCULO
Antes de comenzar con la prueba experimental, se ha calculado el com-portamiento del cojinete lubricado con modelos de cálculo numérico. El modelo implementado considera los regímenes de lubricación hidrostática e hidrodinámi-ca, con un cálculo simultáneo de ambos efectos. Para ello se realizan dos cálculos fundamentales:
· Distribución de presión por efecto hidrostático, para lo que se resuel-ven las ecuaciones analíticas de la literatura, principalmente [2] y [3].
· Presión hidrodinámica del fluido mediante la resolución numérica por diferencias finitas de la ecua-ción de Reynolds (1):
(1)
Con la siguiente notación:Θ: coordenada circunferencialz: coordenada axialx, y: coordenadas radialesp: presiónρ: densidad del lubricanteω: velocidad angular del ejeµ: viscosidad del lubricante
h: espesor de la películaR: radio cojineteε: excentricidad
Estos dos cálculos básicos se iteran conjuntamente para converger en un campo de presiones unificado, llegando a una solución de equilibrio para las con-diciones de contorno que se hayan defi-nido. De manera esquemática la Figura 5 muestra el modo en el que se gestionan los diferentes bloques de cálculo o fun-ciones internas.
En primer lugar, se calculará la presión hidrodinámica del cojinete. En segundo lugar, se calculará la presión hidrostática global del cojinete, para lo que será nece-sario seguir los siguientes pasos previos: calcular las resistencias de los restrictores, calcular las presiones en las cavidades, y calcular las presiones en los lands. Los dos primeros pasos son cálculos iterativos donde intervienen a su vez dos cálculos: la viscosidad del fluido, y la potencia consu-mida por rozamiento.
Una vez calculada la presión total so-bre el cojinete (tanto hidrostática como hidrodinámica), se calcula la fuerza resul-tante en sus componentes “Fx” y “Fy” de tal modo que para cada valor de excentri-cidad “ε” se obtiene una fuerza “W” y un ángulo de posicionado “f”.
Fig. 3: Vista general del banco de ensayos (izquierda) y ubicación de sondas para el monitorizado (derecha)
Fig. 4: Esbozo del cojinete con dos configuraciones: hidrostática a la izquierda, e híbrida a la derecha
Tabla 1: Geometría de cojinetes hidrostáticos e híbridos
Parámetro Hidrostático Híbrido
Diámetro D (mm) 75 75
Longitud, L (mm) 75 75
Región de holgura axial, Ca (mm) 10 10
Región de holgura circunferencial, Cc (rad) π/4 5π/12
Separación radial (mm) 0,030 0,030
Profundidad cavidad de celda, h (mm) 1 1
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4.1. CÁLCULO DE LA PRESIÓN DE ORIGEN HIDRODINÁMICO
El cálculo de las presiones hidrodi-námicas se hace resolviendo la ecuación generalizada de Reynolds (2), utilizando el método de diferencias finitas [3]. La fun-ción desarrollada para ello se alimenta de las variables de diseño y la definición de malla, mientras que como salida ofrece la distribución de presión y el ángulo de posicionado.
(2)
Todos los componentes son conoci-dos a excepción de las presiones en los puntos definidos en la discretización, “Pi,j”. Calculando estos coeficientes para cada punto de la malla creada se llega a un sistema de ecuaciones de “nxm” elementos, donde n=“npointstheta” y m=”npointsz”. Todos estos valores se re-cogen en una matriz donde las únicas presiones conocidas son las de los extre-mos del cojinete Z=-L/2 y z=L/2, que por lo general se igualan a la atmosférica, “Pa”. Resolviendo este sistema de ecua-ciones se consiguen las presiones hidro-dinámicas de todo el cojinete.
4.2. CÁLCULO DE LA PRESIÓN HIDROSTÁTICA
Dentro del cálculo de las presiones hi-drostáticas, primero se calculan las resis-tencias de los restrictores [2] para luego poder calcular las presiones de las cavi-dades con la metodología de “resistencias hidráulicas” (4). Por último, se calculan las
presiones hidrostáticas de los “lands” que están entre las cavidades y se interpolan a todo el cojinete.
donde, (4)
Resistencia hidráulica en los restrictores:
En esta función, como condición de partida se asume que el eje está centra-do y, en consecuencia, todas las presiones de las cavidades tendrán el mismo valor “Pr=b∗Ps””. El cálculo de la resistencia de los restrictores se hace en modo iterati-vo y la variable que debe converger es la temperatura del cojinete.
Con la nueva temperatura de cada iteración, se calcula la viscosidad, para lo que se llama a una función interna, donde se dispone de una caracterización (visco-sidad/temperatura) para la gran mayoría de los aceites utilizados en lubricación presurizada de máquinas.
Con la viscosidad se calcula la resis-tencia de salida de la cavidad “Rcavidad” y junto con la presión de la cavidad y el número de cavidades, el caudal total de aceite “Q”. Finalmente, con el caudal total se calcula la potencia perdida en el coji-nete.
Se desarrolla una nueva función en la que, por un lado, se calcula la potencia de rozamiento en los “lands” y, por otro lado, en las cavidades. Sumando estas
dos potencias se consigue la potencia to-tal perdida por rozamiento “Hf”. Con esta potencia y el caudal calculado anterior-mente “Q”, se calcula el incremento de temperatura del fluido a su paso por el cojinete, y con esto la nueva temperatura del aceite, “T2”.
Presiones en las cavidades y en los lands:
El cálculo de las presiones de las ca-vidades también se hace en modo itera-tivo, como en el caso del cálculo de las resistencias de los restrictores. En este caso se calcula la presión de cada cavidad utilizando el método de las “resistencias hidráulicas” explicado en la ecuación (4).
Las variables de salida de esta fun-ción son las presiones de las cavidades y las resistencias hidráulicas axiales y radiales del cojinete, y así, con estos va-lores resueltos se procede a calcular la presión hidrostática global en el cojinete. Este cálculo se realiza en dos pasos: en el primero se calculan las presiones de los “lands” que están entre las celdas, y en el segundo se interpolan estas presiones a todo el cojinete.
La condición de contorno en “z=-L/2” y “z=L/2” es la misma que en el caso de las presiones hidrodinámicas: la presión es igual a la presión atmosférica “Pa”. En el caso de “θland” y “θland + θ” en la zona de la cavidad, las presiones serán la de las cavi-dades y en los extremos hay un descenso lineal de la presión desde la presión de la cavidad “Pr_i”, hasta la presión atmosfé-rica “Pa”.
Fuerza generada en el eje: Capacidad de carga, rigidez y amortiguamiento:
Para este cálculo se desarrolla la fun-ción que utiliza la integración de la pre-sión para obtener los componentes de fuerza, “Fx” y “Fy”. Con los valores de fuer-za se determinan la capacidad de carga y el ángulo de posicionado, ya que la excen-tricidad introducida en el cálculo (dato de entrada), la amplitud y la dirección en la que se ha generado son conocidas.
Se calcula la fuerza generada por cada punto del campo discretizado y se van sumando hasta conseguir la fuerza total. Dependiendo de la matriz de entrada en la función, se calculará la fuerza total o la fuerza debida a las presiones hidrodi-námicas.
Coeficientes dinámicos: matriz de rigidez y amortiguamiento:
Los cojinetes lubricados en régimen hidrodinámico tienen un comportamien-to no lineal importante con respecto a Fig. 5: Esquema general de la resolución del campo de presiones
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la excentricidad. Además, y sobre todo a bajos valores de excentricidad, la fuerza de reacción del fluido adquiere un ángulo con respecto a la excentricidad, lo que se denomina ángulo de posicionado “f”. Este fenómeno, clásico y característico de los cojinetes con lubricación hidrodi-námica, conlleva a que la matriz de rigi-dez y amortiguamiento no sea diagonal, apareciendo la rigidez cruzada en el sis-tema.
Para determinar estos coeficientes se han realizado cálculos a lo largo de todo el rango de holgura útil, por lo general de “ε=0” a “ε=0,75”, y así se obtiene la rigi-dez del cojinete radial.
Y haciendo lo mismo, pero imponien-do la velocidad, se determina el amorti-guamiento. Ambos parámetros son no-lineales, y dependen de la excentricidad, pero para cálculos dinámicos se linealizan entorno al punto de equilibrio.
Finalmente se presenta la ecuación de Newton (5) con los parámetros rotordiná-micos obtenidos:
(5)
5. ENSAYOS EXPERIMENTALESLos resultados experimentales se han
obtenido realizando diferentes ensayos en los que se han ajustado los siguientes pa-rámetros:
· Velocidad de rotación 1000 rpm, y presión de bombeo 10bar.
· Velocidad de rotación 2000 rpm, y presión de bombeo 20bar.
· Velocidad de rotación 3000 rpm, y presión de bombeo 30bar.
En dichos ensayos se han utilizado restrictores tipo capilar y de orificio, y una relación de presiones variable (Precess/Psupply). El banco de ensayos se conecta a un sistema de suministro hidráulico, con un refrigerador para mantener constante la temperatura del lubricante de entrada (a 20-22ºC).
Se compararon los resultados obteni-dos en los ensayos realizados con los va-lores obtenidos por el programa de cálculo desarrollado en entorno MATLAB. Los va-lores de rigidez y caudal son los de mayor interés para comprobar el funcionamiento del nuevo banco de ensayos.
Los valores de rigidez y caudal obte-nidos en los ensayos a bajas velocidades son bastante coherentes con los obtenidos en el modelo matemático. Sin embargo, cuando el cojinete tiene un comporta-miento más hidrodinámico, la predicción no se ajusta tan bien como en el caso de los cojinetes hidrostáticos.
6. CONCLUSIONES Y PERSPECTIVA· Se ha diseñado, fabricado y puesto
a punto un nuevo banco de ensayos para la caracterización de cojinetes radiales de lubricación presurizada.
· Se ha desarrollado un modelo que conjuga la lubricación hidrodinámi-ca mediante la resolución numérica de la ecuación de Reynolds y las ecuaciones analíticas de la lubri-cación hidrostática, dando como resultado un modelo para cualquier condición de lubricación presuriza-da.
· La herramienta de cálculo se ha diseñado para poder ofrecer resul-tados de manera ágil y rápida en cojinetes radiales de cabezales. En comparación con las soluciones de CFD la herramienta es más eficiente, ajustada a las geometrías específi-cas de los guiados analizados.
· Mientras que la herramienta de CFD es muy útil para realizar modelos de cojinetes radiales de geometría compleja (dado que estos programas están integrados en soluciones CAD y el diseño se importa fácil), en la herramienta de cálculo de desarrollo propio la geometría del cojinete está limitada a cavidades rectangulares.
· La herramienta ideal sería aquella que resolviera la ecuación de Rey-nolds en las superficies del land (pe-lícula de aceite), las ecuaciones de Navier-Stokes (CFD) en el volumen de las cavidades, y que tuviera un preprocesador que permitiera un di-seño rápido y sencillo de geometrías complejas.
· El modelo de desarrollo propio para predecir el comportamiento de los cojinetes se ajusta correctamente a una velocidad de rotación infe-rior, mostrando cierta divergencia cuando el efecto hidrodinámico es significativo.
· El interior del cojinete está fabricado con pasta inyectada, por lo que sin excesivo trabajo se puede imprimir una geometría en la superficie que mejore el comportamiento hidrodi-námico de los cojinetes radiales.
· Como trabajo futuro, el banco de ensayos podría mejorarse con una mejor alineación de la carcasa del cojinete para obtener una reso-lución más fina en las pruebas de carga y rigidez. Por otro lado, el modelado de los cojinetes se revi-sará con especial atención al efec-to hidrodinámico y al cálculo de la presión.
REFERENCIAS[1] Stansfield FM Hydrostatic bearings. The
machinery publishing co. Ltd, 1970. ISBN: 978-08-533-3206-0
[2] Bassani R y Piccigallo B. Hydrostatic lubrication. Tribology Series, 22. Elsevier, 1992. ISBN: 978-00-808-7586-6
[3] Frêne J, Nicolas D, Degueurce B, Berthe D y Godthe M. Hydrodynamic lubrication, bearings and thrust bearings. Tribology Series 33, 1997. ISBN: 978-0-444-82366-3
[4] Brian-Rowe W. Hydrostatic, aerostatic and hybrid bearing design. Butterworth-Heinemann. Elsevier, 2012. ISBN: 978-0-12-396994-1
[5] Hernández J, Uribe-Etxeberria R y de Pedro I. “Simulation and Experimental Analysis of Fluid-Lubricated Bearing Monitoring Strategies”. The 36th CIRP-International Seminar on Manufacturing Systems, 2003
[6] Zhou H, Zhao S, Xu H y Zhu J. “An experimental study on oil-film dynamic coefficients”. Tribology International 37, p.245–253, 2004. DOI: http://dx.doi.org/10.1016/j.triboint.2003.08.002
[7] Swanson EE. “Design and Evaluation of an Automated Experimental Test Rig for Determination of the Dynamic Characteristics of Fluid-Film Bearings”. PhD Thesis Faculty of the Virginia Polytechnic Institute and State University, 1998.
[8] Navthar RR y Halegowda NV. “Experimental Investigation of Oil Film Thickness for Hydrodynamic Journal Bearings”. Applied Mechanics and Materials Vols.110-116, p.2377-2382, 2012. DOI: https://doi.org/10.4028/www.scientific.net/AMM.110-116.2377
[9] Ahmada MA, Kasolanga S y Dwyer-Joyceb RS. “Experimental study on the effects of oil groove location on temperature and pressure profiles in journal bearing lubrication”. Tribology International, Vol.74, p.79–86, 2014. DOI: https://doi.org/10.1016/j.triboint.2014.02.012.
AGRADECIMIENTOSLos autores de este artículo desean agradecer el apoyo de DANOBAT por su colaboración en este trabajo de investigación, brindando indicaciones precisas en la definición de los requisitos y la experiencia previa en el campo de husillos con cojinetes lubricados.
MATERIAL SUPLEMENTARIOhttp://www.revistadyna.com/documentos/pdfs/_adic/9411-1.pdf
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Fomentar una mayor competencia entre proveedores es uno de los desafíos clásicos para las empresas de todos los sectores. Esto se debe a que los resultados de los procesos de compra pueden proporcionar mejoras significativas en los márgenes de la empresa, al lograr ahorros de costes y, por lo tanto, pueden contribuir a ventajas competitivas más duraderas [1].
De hecho, cuando se despliegan prác-ticas de gestión de compras desde el nivel estratégico al táctico, la ejecución operati-va se lleva a cabo en la definición de espe-cificaciones de compra, búsqueda y selec-ción de proveedores apropiados, y la prepa-ración y ejecución de actividades de nego-ciación de proveedores [1]. Este conjunto de actividades se conoce como el proceso de selección de proveedores y se consi-dera un contribuidor fundamental para el desempeño de una empresa, así como una fuente potencial de desafíos complejos y difíciles para la toma de decisiones, como, por ejemplo, el cómo establecer un criterio para seleccionar proveedores o maximizar la competencia [2].
Precisamente, el proceso de selección de proveedores puede beneficiarse de una aplicación más sistemática de los conceptos de teoría de juegos (GT), que proporcione nuevas perspectivas que puedan utilizarse para la explicación, prescripción o predicción en las negociaciones [3]. La teoría de juegos se puede aplicar para modelar situaciones competitivas que surgen en la cadena
de suministro en las que están presentes múltiples actores con objetivos en conflicto [4]. La teoría de juegos puede considerarse la teoría más adecuada para abordar las negociaciones [4] y se pone en práctica en los procesos de selección de proveedores mediante dos enfoques genéricos:
- Las negociaciones clásicas están vin-culadas a un ejercicio de “regateo” (más o menos profesional) y el uso de partes de GT tiene como objeti-vo predecir (e influir) el precio al que tendrá lugar una transacción econó-mica.
- Las subastas (inversas) son ejecuta-das por un comprador que solicita ofertas de diferentes proveedores, creando un campo de juego nivelado en el que el vendedor es el que está haciendo una oferta para obtener lo que el comprador está ofreciendo.
Siendo de un tipo u otro, para cualquier “juego” dado (es decir, negociación comprador-proveedor para nuestro propósito) la perspectiva que interesa es establecer sus propiedades: si un comprador puede diseñar un proceso de selección de proveedores con varios proveedores calificados (jugadores) que compitan en un proceso predefinido (orden) para ganar un premio preestablecido (premio), entonces las posibles decisiones de los proveedores (estrategias) pueden verse influenciadas según el interés del comprador. Por lo tanto, GT se puede aplicar al diseño de los procesos de selección de proveedores de antemano para obtener mejores resultados de las negociaciones.
Desde hace años, una amplia variedad de empresas aplica herramientas GT (por ejemplo, subastas inversas) a sus negociaciones para mantener el mejor precio del mercado proveedor, reducir el tiempo de ciclo de adjudicación de pedidos, aumentar
la transparencia de las ofertas, mejorar la visibilidad de los precios y mejorar el rendimiento operativo. A pesar del innegable interés de los profesionales por poner en práctica los conceptos y herramientas de GT en sus procesos de selección de proveedores, la investigación que comparte aplicaciones prácticas de la industria y detalla cómo y por qué debe diseñarse y ejecutarse es particularmente escasa [5], [6]. Por lo tanto, existe la necesidad de desarrollar teorías más sólidas, tal y como lo confirman dos recientes revisiones de la literatura sobre Gestión de Compras: estos trabajos confirmaron la aplicabilidad de GT en el proceso de selección de proveedores, pero mostraron un escaso número de trabajos empíricos [4], [7], que habían sido simplemente de naturaleza descriptiva o prescriptiva [6], [8].
Por lo tanto, nuestro trabajo se centrará en dar respuesta a las siguientes gaps de investigación:
- Cómo y por qué los procesos de se-lección basados en GT deben poner-se en práctica, especialmente para proyectos complejos o productos altamente personalizados, como en la construcción o con productos con una componente única de desarrollo ingenieril [9].
- Existe la necesidad de más investigación para verificar si las subastas inversas son adecuadas solo para productos básicos o estándares (commodities), o si también funcionan para artículos complejos y altamente personalizados. Adicionalmente se necesitan evidencias empíricas de la industria para respaldar la propuesta teórica de Schoenherr [6], [9] quien afirmó que las subastas inversas pueden aplicarse a bienes complejos y de alto componente ingenieril si las especificaciones se entienden y desarrollan en detalle.
- Se ha prestado poca atención al papel de la ingeniería de producto durante la definición y ejecución de la negociación de artículos complejos, lo que puede afectar decisivamente una aplicación exitosa de GT al proceso de selección de proveedores. De hecho, una crítica habitual para aplicar los conceptos de GT a la selección de proveedores es que puede funcionar extremadamente mal si las especificaciones no se comprenden y desarrollan en detalle, o si hay diseños contractuales incompletos [9]–[11]
Cómo mejorar la selección de proveedores de elementos complejos usando la ingeniería de Producto: perspectivas desde la industria
nnnn
Miguel Mediavilla1,2, Carolina Bernardos3, Kepa Mendibil4 y Olga Rivera1
1 Universidad de Deusto (España)2 Universidad de Mondragón (España) 3 Universidad de Zaragoza (España) 4 Universidad de Strathclyde (Escocia)
DOI: http://dx.doi.org/10.6036/9240
How to improve supplier selection for complex items using Product Engineering: perspectives from the industry
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Por lo tanto, el objetivo de la investigación es discutir en detalle cómo y por qué los métodos y herramientas de ingeniería de producto pueden mejorar la aplicación sistemática de GT a los procesos de selección de proveedores para artículos y proyectos complejos. El documento está estructurado con una introducción inicial y una revisión de la literatura, seguido de la metodología de investigación y el trabajo de campo (basado en dos estudios de caso con características técnicas predominantemente complejas). Finalmente, el documento contiene una discusión sobre resultados prácticos y teóricos, así como las conclusiones más relevantes.
2. METODOLOGÍA DE LA INVESTIGACIÓN
Los gaps de investigación encontrados en la literatura respecto a la necesidad de dar respuesta a las necesidades de los profesionales es una señal para promover más investigación empírica en el ámbito de la Gestión de Compras. Por lo tanto, la elección de investigación en acción (AR, del término inglés Action Research) como la metodología general está claramente ali-neada con la naturaleza práctica del pro-yecto: su objetivo es contribuir a la inves-tigación académica al tiempo que resuelve los problemas de los profesionales y donde el investigador(es) está activamente invo-lucrado en el proceso de cambio [12], [13]
AR es una variante de la investigación con estudios de caso y permite estar en la realidad (industrial) y en estrecho
contacto con los entornos en estudio para mejorar cualquier propuesta teórica. Es especialmente válido para GT aplicado a la selección de proveedores, ya que todavía está en la etapa de desarrollo de la teoría y los investigadores hasta ahora han utilizado principalmente laboratorios, lo que crea limitaciones, ya que las negociaciones en el mundo real son significativamente más complejas. Por lo tanto, los estudios de campo son necesarios para complementar los conocimientos de los laboratorios, ya que la AR puede ayudar a abarcar la complejidad de las relaciones entre compradores y proveedores, generando importantes conocimientos teóricos e implicaciones gerenciales [14].
Esta investigación consistió en dos estudios de los casos desarrollados mediante la adopción de AR como la principal metodología de investigación. Las empresas de los casos pretendían aplicar métodos innovadores para mejorar el rendimiento de sus procesos de selección de proveedores. En cada caso, los investigadores tenían el deber de diseñar y apoyar la ejecución de un proceso de selección de proveedores basado en GT y trabajaron con personas clave de las empresas. La participación de los profesionales hizo posible una revisión continua de las acciones que se estaban tomando durante todo el proceso, que es un elemento crítico para mejorar la validez de los estudios de AR. Además, después de completar los procesos de selección de proveedores, se realizaron varias entrevistas semiestructuradas y sesiones grupales de retroalimentación con la alta dirección de cada organización.
3. TRABAJO DE CAMPO: DOS CASOS DE ESTUDIO
Estos dos casos han sido parte de un proyecto de investigación más amplio, que comprende 10 casos de estudio y tiene como objetivo el aplicar de manera práctica conceptos y herramientas de GT en los procesos de selección de proveedores. Hasta ahora nuestra investigación solo se había centrado en la comprensión de cómo GT puede aplicarse a la selección de proveedores. Por lo tanto, la singularidad de este documento es el análisis conjunto de dos casos con complejidad técnica de producto y la inclusión de los métodos y herramientas de ingeniería de producto como palanca crucial (ver Tabla 1):
Como parte de la investigación previa ([15], [16]), los autores han propuesto un proceso sistemático (tabla 2) para aplicar GT al proceso de selección de proveedores, que se ha probado en varios casos mediante subastas inversas y negociaciones. El objetivo de este proceso es obtener un resultado más eficiente del proceso de selección de proveedores al permitir que la empresa diseñe mejor las estrategias de negociación, prediga los resultados y, en consecuencia, obtenga ofertas más competitivas. Este proceso sistemático puede ayudar a los profesionales, ya que no siempre conocen la justificación de la elección de los parámetros o cómo eso podría haber afectado al ahorro de costes [17] Este tipo de investigación empírica puede ayudar a los profesionales a diseñar procesos de selección más efectivos e integrarlos en sus estrategias de compra para mejorar el desempeño de la empresa [18].
TABLA 1 A INTRODUCIR EN ARTÍCULO
EMPRESA DEL CASOObjetivo del proceso de selección
de proveedores
Aplicación de GT al proceso de selección de
proveedores
Ejemplo de producto vendido por la empresa del caso de estudio
CASO AEmpresa de automoción española Tier-1 y Tier-2. Fabricante de productos de forja en frío para sistemas de frenado y dirección.
14 meses durante 2014/2015
Descripción general detallada del caso en [16]
Asignar a un proveedor laconstrucción de una nueva instalaciónindustrial en México (para procesosde forja en frío, mecanizado yverificación de visión artificial) de laempresa del caso.
El objetivo de la compañía esmaximizar la competencia entreproveedores para reducir los costes del proyecto.
La GT se ha aplicadomediante un proceso deselección de proveedores endos fases con una subastainversa japonesa (modificada) y un proceso de negociación(tómalo o déjalo ).
CASO BFabricante europeo de grúas portuarias.
5 meses durante 2013
Descripción general detallada del caso en [17]
Adjudicar una compra a un proveedorque suministre la categoría"Electronics & drives" para unproyecto. Ese suministro incluyecodiseño, fabricación, suministro yconfiguración.
La compañía tiene como objetivocrear competencia y debilitar alproveedor dominante para reducir loscostes de manera sostenible.
La GT se ha puesto enpráctica mediante lanegociación, específicamenteutilizando los árboles dejuego y la inducción haciaatrás.[15]
Tabla 1: Resumen de los casos incluidos en el artículo
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Las etapas 1 y 2 del proceso sistemático son comunes a la mayoría de los procesos de selección de proveedores y no necesariamente específicas de GT. Las etapas 3 y 4 constituyen la principal contribución de GT al proceso de selección de proveedores. Con respecto al impacto del uso de métodos y herramientas de ingeniería de producto para respaldar una selección de proveedores más efectiva, estos se analizarán en las etapas 2 y 3 (ver tablas). Si bien existe un amplio conjunto de conocimientos sobre compras estratégicas (etapas 1 y 2) y también literatura diversa de GT sobre procesos de selección de proveedores (etapas 3 y 4), existe una investigación limitada sobre cómo afectan conjuntamente el desempeño de la empresa.
3.1. PERSPECTIVAS DE LA ETAPA 1La etapa 1 establece la necesidad de
seleccionar la estrategia genérica más apropiada para cada categoría de compra. Para ello se utilizó el trabajo que realizó Kraljic [19], y las principales estrategias fueron establecidas por la alta dirección de cada empresa. En concreto, en ambos casos hubo
necesidad de aprovechar la competencia y encontrar nuevos proveedores: por ello, se seleccionó la estrategia de explotar el poder de compra (Caso A) y terminar la colaboración y crear competencia (Caso B). Ambos casos mostraron un claro compromiso de aumentar la competencia al presionar a muchos proveedores a competir o crear amenazas para los proveedores dominantes existentes.
Estas decisiones sobre la estrategia elegida tuvieron un impacto directo en las tareas clave que la ingeniería de producto debía desarrollar para apoyar un proceso de selección de proveedores más eficiente por medio de GT. La figura A (material suplementario) resume las condiciones iniciales de cada caso y la contribución esperada de la ingeniería del producto.
Los equipos de proyecto incluían participantes con funciones de ingeniería de producto (en el caso A, el responsable técnico del proyecto de construcción era el Director de Supply Chain, que tenía experiencia técnica anterior en la construcción de pabellones industriales)
y, ocasionalmente, asesores externos especializados (caso A: arquitectos; caso B: soporte para análisis de valor e ingeniería inversa) que fue crucial para una especificación y evaluación técnica exitosa.
3.2. PERSPECTIVAS DESDE LAS ETAPAS 2 Y 3
Las etapas 2 y 3 están principalmente relacionadas con la preparación de la negociación entre el comprador y el proveedor. Específicamente, la fase 2 analiza el nivel general de competitividad existente en la categoría (por ejemplo, el caso de un sector de la construcción: industrial en México; el caso B: Electrónica & Accionamientos para grúas de puerto). Por otro lado, la etapa 3 se centra en diseñar el escenario de negociación más favorable para el comprador (empresas de los casos), que se basa en conceptos de GT.
El diseño de la negociación no es un objetivo de este artículo y, por ende, su explicación no está desarrollado en detalle (ver [15], [16] para trabajos centrados en ello). Por el contrario, y siguiendo el
Tabla 2: Etapas del proceso para diseñar un proceso de negociación de proveedores basado en GT
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objetivo de este trabajo, sí describimos en detalle los aspectos relacionados con la ingeniería de producto aplicada a la selección de proveedores (tabla 3):
- Los resultados necesarios que debe proporcionar la aplicación de los métodos y herramientas de ingeniería de producto, para así apoyar el proceso de selección de proveedores y la aplicación de herramientas de GT.
- Cuáles han sido los métodos de ingeniería de producto utilizados para responder a los resultados buscados.
- Cómo y por qué estos han sido puestos en práctica y en qué pasos de nuestro proceso sistemático han sido usados.
El investigador principal coordinó la selección de métodos y herramientas de ingeniería de producto adecuados que podrían aplicarse para responder a diferentes objetivos durante el proceso de selección de proveedores. Eso significa, por ejemplo, que si los equipos necesitaran decidir cómo reducir el coste del producto, se podría llevar a cabo un análisis de valor para reducir las funciones no críticas del producto; o podría ejecutarse una ingeniería inversa para aprender de otras soluciones en el mercado que ayuden a reducir el costo.
En resumen, los dos casos presentados habían utilizado los siguientes métodos y herramientas de ingeniería de producto: gestión de especificaciones;
implementación del Quality Function Deployment (QFD); análisis modal de fallos y efectos (AMFE); gestión de subespecificaciónes; ingeniería inversa y análisis de valor.
4. RESULTADOS Y DISCUSIÓNLa naturaleza de la investigación
aplicada hace necesario discutir los resultados en dos aspectos:
- Aspecto práctico: los resultados de las negociaciones ejecutadas en ambos casos. Ello significa verificar si las empresas de los casos lograron sus resultados en los procesos de selección de proveedores. Además, si la aplicación de los métodos y herramientas de
Tabla 3: Resultados esperados durante el proceso de selección de proveedores y el uso de determinados métodos de ingeniería del producto
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ingeniería de producto proporcionan el resultado esperado para apoyar el proceso sistemático definido en la tabla 2.
- Aspectos teóricos: es necesario asegurar la calidad de la investigación. Para ese propósito, se aplican los criterios necesarios para la validación de la calidad AR.
4.1. RESULTADOS PRÁCTICOS: EJECUCIÓN DE LA ETAPA 4
La figura A (sección de material suplementario) comprende una visión general resumida de la ejecución de los casos A y B, pero también la entrega final de ambos casos: una instalación industrial en México (caso A) y las grúas portuarias en la Península Ibérica (caso B).
Con respecto a los resultados prácticos de la aplicación de GT a los procesos de selección de proveedores, cada caso tenía el objetivo de reducir los costes y aumentar la competencia mediante el uso de métodos
de ingeniería de producto, lo cual se logró en la práctica. La Tabla 4 resume estos logros y también ofrece una evaluación cualitativa con respecto a la aplicación de métodos y herramientas de ingeniería de producto y qué decisiones importantes se tomaron en base a ellos:
Las sesiones de feedback con los equipos directivos de las empresas ayudaron a evaluar la utilidad práctica de la investigación:
- Caso A: (CFO) “Esperaba que la subasta durara dos o tres rondas. Me sorprendí al ver cómo podíamos predecir la razón por la que realizamos cada decisión y lo que podría suceder a continuación durante más de 20 rondas […] Nuestros técnicos entendieron por qué son tan críticos para lograr los ahorros de coste. […] La empatía entre los ingenieros y nosotros, compradores y financieros, para lograr los objetivos”.
- Caso A: (Director, Supply Chain) “[…] la negociación con el menor esfuerzo
de negociación en 20 años de carrera en la industria de la automoción […]. La parte mala: la preparación fue dura […] entendimos por qué hacer ese gran esfuerzo en cada paso. Personalmente, yo no había utilizado el análisis de valor desde que estaba en la universidad […] ha sido valioso para nosotros en la preparación de negociaciones”.
- Caso B: (Director de Compras) “Al principio yo no tenía plena confianza en el proceso, pero después de ver GT en acción, hemos confiado en la ciencia: GT […] nos permitió escapar de nuestro proveedor dominante”.
- Caso B: (Ingeniero Jefe) “[…] es crucial para comprender las decisiones que los proveedores pueden tomar en una negociación. […] El trabajo técnico realizado por mis ingenieros para la negociación fue grande, pero los los ahorros conseguidos también lo han sido”.
Tabla 4.. Resultados de los casos: logro de coste objetivo y resultados conseguidos mediante el uso de
ingeniería de producto
Caso Aplicación de métodos y herramientas de ingeniería de producto: observaciones principales y decisiones
- La gestión de especificaciones tenía la dificultad de desarrollarse para la base de suministro de construcción mexicana, que está relativamente más influenciada por los Estados Unidos de América que Europa. Ello provocó varios retrasos en las decisiones que podrían asegurar una construcción estandarizada entre España y México. De todos modos, todas las ofertas recibidas fueron totalmente (técnicamente) comparables, que era uno de los principales objetivos de la empresa del caso
- El análisis de valor ayudó en el trabajo de suboptimización, pero no proporcionó información relevante como en el caso B (por ejemplo, ayudó a reorganizar los presupuestos para tener una extensión más fácil de la instalación en el futuro, al aumentar la cantidad para las bases de hormigón y la estructura de acero , ya que en el futuro se esperan máquinas de estampación en frío mucho mayores)
- La herramienta de suboptimización funcionó bien ya que estaban involucradas todas las personas relevantes que luego serían parte activa del uso de la instalación de producción. Esto permitió una reducción significativa de costes a través de una mejor definición del producto (o "minimizando" las especificaciones necesarias para las necesidades, evitando la "sobreingeniería")
- La herramienta de ingeniería inversa fue altamente efectiva porque permitió al equipo del proyecto determinar que el mejor precio de oferta de RFQ tenía el potencial de reducirse aproximadamente un 20%. Esa fue una decisión clave al establecer una estrategia de subasta basada en GT muy agresiva.
- El desarrollo de la documentación técnica detallada requirió un gran esfuerzo (incluyendo soporte externo para dibujos) porque el proveedor dominante no necesitaba dicha información técnica detallada; de hecho, este proveedor dominante actuó en parte como la función de ingeniería de la empresa, lo que podría haber sido un aspecto positivo pero no permitió la creación de la competencia necesaria. Para involucrar a un nuevo proveedor era necesaria una documentación técnica muy detallada que era parcialmente inexistente.
- El análisis del valor y las herramientas de ingeniería inversa fueron cruciales para evaluar la competitividad real de la electrónica y las unidades suministradas. De hecho, se tomaron tres decisiones clave basadas en el resultado de estas dos herramientas:(1) Análisis de valor: había varios elementos técnicos que no proporcionaban una funcionalidad tan excelente (pero que tenían altos costos) y que podrían ser subespecificados para el futuro cercano; ver extracto de esto en la figura 3(2) Ingeniería inversa: el proveedor dominante tenía un margen aceptable en el software y la ingeniería suministrados, pero también tenía un margen tremendo (50-70%) en el hardware. Esto permitió al equipo crear una amenaza al dividir el suministro de software y hardware;(3) Análisis de valor e ingeniería inversa: la mayor parte del valor del sistema en el futuro provendrá del software, mientras que el hardware podría ser suministrado por varios fabricantes. Por lo tanto, la empresa de casos lanzó un proyecto de I + D de 3 años para desarrollar y fabricar su propio sistema de electrónica y unidades para una determinada gama de productos.
Resultados del proceso de selección de proveedor
Caso A
RFQ Inicial: mejor precio de
ofertas
1 (precio base)
Resultado final (RFQ aceptada):
0,78x precio base
Caso B
Objetivo a conseguir:
definido como "Target"
Nivel de precio en negociaciones
previas comparables:
1,39 x Target
Resultado final (RFQ aceptada):
1,08 x Target
Tabla 4. Resultados de los casos: logro de coste objetivo y resultados conseguidos mediante el uso de ingeniería de producto
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4.2. RESULTADOS TEÓRICOSEstos dos casos se desarrollaron
considerando cuidadosamente los criterios [12], [13] para evaluar la calidad de la AR (Figura B, en material suplementario). AR es una forma de investigación aplicada y, por lo tanto, un criterio clave para juzgar la calidad de la investigación tiene que ver con contribuciones prácticas. Estos responden a críticas anteriores de AR como “consultoría disfrazada de investigación” [13] y la falta de repetibilidad y generalización debido a la necesidad de resolver un problema específico en un contexto particular.
5. CONCLUSIONES La aplicación sistemática del proceso
de selección de proveedores (tabla 2) a los dos casos de estudio ha mostrado cómo y por qué los métodos y herramientas de ingeniería de producto pueden mejorar la aplicación sistemática de GT para procesos de selección de proveedores. De hecho, el uso de la ingeniería de producto ha sido una palanca clave para permitir la correcta aplicación de dicho proceso.
Diversas necesidades que surgieron durante los dos procesos de selección de proveedores han sido respondidas mediante la puesta en práctica de métodos y herramientas de ingeniería de producto seleccionados (tabla 3). Su aplicación exitosa ha sido presentada tanto en lo cuantitativo como en lo cualitativo (Tabla 4): específicamente que el uso de GT en procesos de selección de proveedores debe estar fuertemente arraigada en un uso adecuado de métodos y herramientas de ingeniería de producto, de lo contrario, las negociaciones basadas en GT podrían no ser tan eficientes como podrían.
Los tres aspectos siguientes (referidos al cómo y por qué aplicar la ingeniería de producto para la selección de proveedores) han sido considerados como esenciales durante las sesiones de feedback con las empresas de los casos. Los investigadores también los consideran críticos y de interés práctico para los profesionales:1. Para mejorar los procesos de selección
de proveedores es necesario alinear las funciones internas de la empresa y promover el esfuerzo conjunto de los equipos de ingeniería de producto y de compras. La utilización de procesos sistemáticos (por ejemplo, tabla 2) y el establecimiento de entregables claros por cada etapa del proceso (por ejemplo, tabla 3) permiten dar transparencia a los asociados, crean empatía y evitan las suboptimizaciones locales al vincular claramente los objetivos de la empresa
para la reducción de costes en los procesos de proveedores y el impacto de cada actividad operativa realizada por áreas de ingeniería o compras.
2. Asegurar una gestión adecuada de las especificaciones que permita una comparación real posterior de la oferta económica de los proveedores es una actividad que podría estar infravalorada en la práctica. Las compañías de los casos A y B admitieron que el procedimiento seguido en los casos ha permitido mejorar respecto a su situación previa: en los casos han podido tener una documentación completa -conteniendo toda la definición funcional relevante y planos- antes de cualquier negociación, para así evitar aumentos de costes posteriores. Nuestros resultados respaldan empíricamente la propuesta de Schoenherr [6], [9] respecto a que las subastas inversas se pueden aplicar a bienes complejos y de alta ingeniería si las especificaciones se comprenden y desarrollan en detalle
3. Las iniciativas de reducción de costes de productos pueden tener una base sólida si el análisis previo se basa en:
· ingeniería inversa: permite establecer un nivel de coste realista basado en los precios del mercado y establecer objetivos de costes para la negociación con los proveedores. A cambio, estos métodos requieren un trabajo muy intenso por parte de ingenieros y compradores. Los casos A y B se beneficiaron intensamente de este método.
· Análisis de valor: para clasificar las funciones más importantes que un producto debe cumplir y luego comparar cuánto coste se dedica a cada una de estas funciones, para así permitir tomar decisiones equilibradas, por ejemplo, al establecer especificaciones, (re) diseñar productos y/o negociar con proveedores. Ese ha sido un ejercicio crucial en el caso B, al confirmar que las principales componentes de coste no se correspondían en muchos casos con las funciones más valiosas del suministro de Electrónica & Accionamientos (ver material suplementario / figura C).
Hacemos un llamamiento para que se profundice en la investigación sobre casos que conecten los procesos de selección de proveedores y la ingeniería de producto. Es de innegable interés para los profesionales, ya que puede proporcionar palancas importantes para obtener procesos de selección más competitivos entre los proveedores. Además, tener más casos del mundo real que apliquen nuestro proceso sistemático presentado en la Tabla 2
mejoraría la validez de este. Por último, creemos que los métodos y herramientas de ingeniería de producto (análisis de valor, ingeniería inversa, QFD, FMEA, subespecificación, gestión de especificación) utilizados en los dos estudios de caso, generalmente podrían aplicarse a cualquier selección de proveedores, pero esto debería ser probado en otros casos.
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MATERIAL SUPLEMENTARIOhttps://www.revistadyna.com/documentos/pdfs/_adic/9240-1.pdf
Cod. 9331 | Tecnología e ingeniería mecánicas | 3313.15 Diseño de máquinas
nnnnartículo de investigación / research article Caracterización del comportamiento mecánico de tejidos para su simulación mediante gráficos por computadorEder Miguel-Villalba, José SanMartín-López y Sofía Domínguez
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DOI: http://dx.doi.org/10.6036/9331 | Recibido: 15/07/2019 • Inicio Evaluación: 16/07/2019 • Aceptado: 22/11/2019
Caracterización del comportamiento mecánico de tejidos para su simulación mediante gráficos por computadorCharacterization of the mechanical behavior of textiles for its simulation through computer graphics
RESUMENActualmente la industria de la moda está introduciendo
tecnologías de simulación en su flujo de trabajo. Sin embargo, el realismo de las simulaciones está limitado por los modelos de simulación y sus parámetros. Para maximizar dicho realismo es necesario determinar los parámetros de los modelos de simulación utilizados de acuerdo al comportamiento real de los distintos tejidos.
En este artículo se presenta un dispositivo de ensayo para capturar el comportamiento a flexión de tejidos textiles. Se describe también el sistema de estimación global que hace uso de dichos datos para determinar los parámetros de simulación que minimizan las diferencias entre el comportamiento real y el simulado.
Palabras Clave: Dispositivo de ensayo; Caracterización de Tejidos Textiles; Simulación y Optimización Numérica.
1. INTRODUCCIÓNLos métodos de simulación han supuesto importantes avances
en diferentes industrias, por ejemplo para permitir el diseño y evaluación de sistemas complejos [1], sistemas de comunicación [2], fábricas, industria 4.0, smart factories [3] o incluso en la ayuda a la toma de decisiones [4]. Mientras que industrias como la audiovisual presenta unos requisitos de realismo relativamente bajos (un comportamiento plausible es suficiente para engañar al ojo humano en una película), las exigencias impuestas por ejemplo
a la industria de la moda por parte de los usuarios son muy altas: una aplicación de probador virtual está destinada al fracaso si las simulaciones presentadas a los clientes no son fieles a la realidad.
En la industria textil los cambios se producen muy lentamente. Recientemente ha comenzado a adoptar soluciones de simulación para acelerar el flujo de trabajo en diseño y mostrar previsualizaciones a clientes [5, 6]. Sin embargo, la asignación de parámetros a los modelos de simulación aún se realiza habitualmente de forma manual: un diseñador manipula un tejido, observa su comportamiento en distintas condiciones para, posteriormente, ajustar los parámetros del modelo mediante prueba y error hasta que la simulación sea suficientemente similar al comportamiento real. Este flujo de trabajo es ineficiente, costoso y susceptible a errores humanos. La consecuencia inmediata es una falta de confianza en los resultados de las simulaciones y la reticencia a la utilización de la simulación.
Por tanto, la definición de los parámetros del modelo de simulación son fundamentales en esta industria. Este artículo presenta un proceso en el que se define un dispositivo de ensayo diseñado para capturar el comportamiento de tejidos reales, a fin de procesarlos a través de un sistema de estimación de parámetros y obtener los parámetros necesarios para producir simulaciones realistas.
2. OBJETIVOSEl presente trabajo se propone definir un proceso de simulación
realista para diferentes tejidos, para ello, cumplirá los siguientes objetivos:
• Crear un sistema automático para realizar ensayos de tracción y flexión sobre un tejido.
• Desarrollar un sistema de estimación de parámetros que permita determinar las propiedades elásticas de los tejidos en base a los datos experimentales producidos por el sistema de ensayo.
• Simular de forma realista el comportamiento elástico de un tejido a partir de los parámetros estimados.
3. ESTADO DEL ARTE Y NECESIDADTradicionalmente se ha utilizado la simulación en diferentes
campos de la ingeniería: existen aplicaciones de organización industrial, gestión de stocks y JIT-Just In Time [7], simulación médica [8] o bien aplicaciones industriales tan dispares como
nnnnEder Miguel-Villalba1,2, José SanMartín-López1 y Sofía Domínguez2
1 Universidad Rey Juan Carlos. Dpto. de Ciencias de la Computación, Arquitectura de Computadores, Lenguajes y Sistemas Informáticos, Estadística e Investigación Operativa. Calle tulipán s/n. – 28933 Móstoles (Madrid).
2 Desilico. Calle Téllez, 24. Of. 1 – 28007 Madrid (España).
ABSTRACT• Nowadays, the fashion industry is introducing simulation
technologies into its workflow. However, the realism of the simulations is limited by the simulation models and their parameters. To maximize this realism it is necessary to determine the parameters of the simulation models according to the actual behavior of the different textiles. In this work we present a testing device to capture the flexural behavior of textile fabrics. The global estimation system that makes use of these data to determine the simulation parameters that minimize the differences between the real and the simulated behavior is also described.
• Key Words: Testing device; Characterization of Textile Fabrics; Simulation and Numerical Optimization.
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artículo de investigación / research articlennnnCaracterización del comportamiento mecánico de tejidos para su simulación mediante gráficos por computadorEder Miguel-Villalba, José SanMartín-López y Sofía Domínguez
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la caracterización del comportamiento de un sensor [9], o la aplicación de técnicas de soldadura rápida [10] entre otros. El generalizado uso de estas técnicas, utilizado como realimentación en las distintas fases del diseño, ha convertido la simulación en un elemento indispensable en cualquier proceso productivo.
En simulación textil orientada a moda, las prendas se representan como una superficie bidimensional en un espacio tridimensional [11] debido a su pequeño espesor. Por ello se hace innecesario añadir grados de libertad para representar el espesor del tejido explícitamente. Gracias a esta representación reducida es posible separar el comportamiento de los tejidos en dos componentes: comportamiento de membrana y comportamiento de flexión [12]. El comportamiento de membrana define la respuesta del material a esfuerzos aplicados en el plano del material, como tracción y cizallado en el plano. Por su parte, el comportamiento a flexión define la respuesta del material ante deformaciones de flexión y es fundamental para caracterizar la caída de prendas de ropa.
El comportamiento global de una prenda en un probador virtual, donde el objetivo es visualizar la caída de una prenda sobre un cuerpo estático, viene dominado por su comportamiento elástico, tanto en membrana como en flexión. Además, dicho comportamiento elástico se caracteriza por ser dependiente de la orientación (anisotrópico) y extremadamente no lineal. Por ello, normalmente los sistemas de ensayo de elasticidad para tejidos separan los ensayos en ensayos de tracción y ensayos a flexión. En este artículo se presenta un nuevo dispositivo de ensayo a flexión, aunque también se ha utilizado otro dispositivo para obtener datos de la resistencia a tracción de los tejidos utilizados en la sección de Resultados.
En la literatura, existen dos referencias habituales a sistemas de ensayo para textiles para captura de comportamientos elásticos: Kawabata Evaluation System (KES) [13] y Fast Assurance for Simple Testing (FAST) [14]. Ambos tienen por objetivo capturar el comportamiento de tejidos y estimar los parámetros correspondientes para un modelo de simulación simple. Tanto el KES como el FAST se dividen en 4 dispositivos. Para el KES los dispositivos miden: (1) tracción y cizallado, (2) flexión, (3) compresión y (4) espesor; por su parte, para el FAST los dispositivos capturan: (1) compresión, (2) flexión, (3) extensión y (4) estabilidad dimensional. El ensayo de flexión del KES se basa en medir la fuerza necesaria para flexionar el tejido 150 grados. FAST plantea un sistema en el que se mide la longitud de tejido en caída libre necesaria para conseguir que el extremo libre toque la línea a 41.5 grados respecto al plano de soporte horizontal, tal y como se muestra en la figura 1. La diferencia fundamental de estos dos dispositivos respecto al dispositivo presentado en este artículo reside que mientras que el dispositivo FAST produce un valor para caracterizar la resistencia a flexión del tejido, nuestro sistema genera toda una secuencia de puntos (a especificar en la configuración del ensayo). Esto permite modelar los efectos no-lineales característicos de los tejidos.
Existen también dispositivos independientes (no pertenecientes a un sistema completo) diseñados para capturar un tipo específico de deformación [15]. Los métodos de lazo son utilizados en tejidos muy ligeros. Se basan en posicionar un parche de tejido en una determinada forma de lazo y medir la altura y anchura de dicho lazo. Además, existen otros métodos para obtener métricas promedio sobre el comportamiento general de los tejidos, como pueden ser el ensayo de flexión circular definido en la norma ASTM D4032 o los dispositivos de ensayo de caída o vuelo [16, 17].
A nivel académico se han propuesto otros dispositivos, aunque debido a su complejidad no han tenido aplicación industrial. El dispositivo de ensayo de flexión propuesto en [18] utiliza el principio de voladizo de forma muy similar al descrito en FAST, pero en lugar de capturar un único punto, captura imágenes de la caída del tejido y realiza un postprocesado manual generando una polilínea a lo largo del perfil del tejido para diferentes longitudes de caída. En [19] se utiliza de nuevo el principio de voladizo pero combinado con un complejo sistema de reconstrucción 3D para obtener la geometría de la muestra de tejido para diferentes longitudes de caída. Finalmente, se han propuesto también sistemas basados en adquisición de video, como [20, 21]. Estos últimos sistemas son muy flexibles y ofrecen una gran cantidad de datos, pero ofrecen poca controlabilidad. Las deformaciones a las que se somete el tejido son generadas por actuadores pseudo-aleatorios imposibles de reproducir en una simulación. Más recientemente, destaca el dispositivo desarrollado por Browzwear (Fabric Analyzer) [22], que permite al usuario capturar el comportamiento de los tejidos a tracción y a flexión.
4. METODOLOGÍA EMPLEADADesilico es una empresa de reciente creación cuya misión es
proveer servicios de simulación realista de tejidos para la industria de la moda con el objetivo de reducir los tiempos necesarios para el diseño de prendas así como facilitar la comunicación y colaboración entre las distintas partes que participan en dicho proceso. Realizan tanto simulación mecánica como simulación óptica, que se definirá más adelante. La primera consiste en simular el comportamiento mecánico de las prendas de forma que el resultado sea predictivo respecto al resultado real, por ejemplo verificar la caída de una prenda sobre un maniquí. La segunda consiste en la reproducción realista de los efectos en interacciones de la luz con el tejido. Este artículo se centra en la primera.
Como se ha indicado, en simulación de tejidos, se estudia el comportamiento en dos componentes: membrana y flexión. En ambos casos, el comportamiento es no-lineal y dependiente de la orientación (anisotrópico). Desilico utiliza un modelo de simulación basado en hilos y contactos persistentes [23], donde cada hilo se discretiza en segmentos y cruces (entre hilos) y el comportamiento está determinado por los parámetros mecánicos como la resistencia a tracción, flexión y cizallado.
Para obtener una simulación predictiva, los parámetros del modelo de simulación deben ser calculados de forma que el resultado final refleje las características del escenario real correspondiente. Para ello, es necesario un sistema de estimación de parámetros basado en datos reales que estime los parámetros del modelo de simulación que minimizan la diferencia entre el comportamiento real y el simulado. La pieza fundamental de este sistema de estimación son los datos reales. Estos provienen de medidas realizadas sobre muestras de tejido a través de dispositivos de ensayo, como el presentado en este trabajo. Los datos provenientes de los ensayos de tracción consisten en pares (fuerza, Figura 1: Ensayo de flexión en voladizo utilizado en el sistema FAST
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elongación) y se utilizan para estimar la resistencia a tracción y la resistencia a cizallado. Por su lado, los datos provenientes del ensayo a flexión se utilizan para estimar la resistencia a flexión.
Una vez obtenidos los datos reales tal como se ha descrito en el párrafo anterior, el sistema de estimación entra en juego. Este sistema se basa en algoritmos de optimización numérica aplicados a la minimización de la diferencia entre los datos simulados y los datos capturados en los ensayos. La figura 2 ilustra el proceso de estimación de parámetros. Los bloques principales en este diagrama son la función de error y el algoritmo de optimización, sobre los cuales itera el sistema de estimación hasta converger a un conjunto de parámetros óptimo.
La función de error tiene como objetivo evaluar la diferencia entre el comportamiento real y el simulado, para que el algoritmo de optimización pueda calcular un nuevo conjunto de parámetros que reduzca dicha diferencia. En este trabajo, los datos reales y simulados consisten en el ángulo formado por el extremo del tejido en voladizo y el borde del soporte horizontal desde el que cae, en los ensayos reales y en los ensayos simulados, respectivamente.
La forma específica de realizar este cálculo depende de las características del problema, el coste computacional de la evaluación de la función de error y de la información disponible. En el sistema presentado, cada evaluación de la función de error requiere realizar una simulación replicando el ensayo real, por lo que tiene un coste computacional elevado. Además, dada la complejidad del simulador, es extremadamente difícil extraer explícitamente información sobre el gradiente de la función de error. Por último, los parámetros están sujetos a un rango de valores válido, por lo que el algoritmo de optimización debe soportar restricciones de valor mínimo y máximo sobre las variables a optimizar (los parámetros). Bajo estas condiciones, los algoritmos de optimización de tipo caja-negra resulta la mejor opción. En concreto, se ha utilizado el algoritmo COBYLA [24] implementado en la librería de optimización NLOpt [25].
Uno de los problemas más característicos de los algoritmos de optimización es el de los mínimos locales. Esto ocurre habitualmente porque el algoritmo de optimización converge a un conjunto de parámetros a partir del cual no es capaz de encontrar otro conjunto de parámetros cercano que reduzca el valor de la función de error. Esto hace que el resultado final de la estimación dependa en gran medida del juego de parámetros utilizado como inicialización del algoritmo. Para minimizar esta dependencia, el sistema de estimación presentado aquí opera de forma progresiva.
La estimación progresiva consiste en dividir el proceso de estimación en diferentes etapas cada una de las cuales tiene una complejidad mucho menor que el problema completo y mejora
los resultados obtenidos en etapas anteriores. Este esquema de estimación progresiva reduce el impacto de la elección del conjunto de parámetros inicial, ya que cada etapa introduce pocos nuevos parámetros a estimar y utiliza resultados previos.
En el sistema propuesto, en primer lugar se estima la resistencia a tracción, para las dos direcciones principales (0 y 90 grados), en base a los datos de los ensayos de tracción. Posteriormente, se estima el módulo de flexión de forma análoga, utilizando los valores de resistencia a tracción ya estimados. Finalmente, se estima el módulo de cizallado utilizando los datos de tracción a 45 grados y los parámetros ya estimados en etapas anteriores.
5. DISEÑO DE MÁQUINAS DE ENSAYOLa simulación de tejidos en ocasiones obedece a obtener
un resultado atractivo estéticamente, o bien simular un comportamiento del tejido que no tiene por qué ser realista, siendo suficiente un resultado plausible. En ambos casos se carece de datos reales de las propiedades mecánicas de los tejidos para realizar la simulación, de manera que el resultado obtenido será no realista.
Como solución inicial para obtener datos reales, se diseñaron unos primeros prototipos sencillos que permitían realizar dos tipos de ensayos mediante accionamiento manual. Por un lado se trataba de un ensayo de tracción simple, de manera que se sujetaba el tejido desde un extremo, mientras que se acoplaban un conjunto de pesas en el otro extremo. De esta manera se podía realizar una primera observación de la elongación, deformación, estrechamiento, etc de los tejidos. Por otro lado se realizó otro prototipo sencillo de ensayo a flexión, situando la tela en voladizo, y variando sucesivamente la longitud en voladizo, lo que permitía examinar el comportamiento en caída del material.
Estos primeros prototipos no permitían una caracterización precisa de las propiedades del tejido, al carecer de sensores de medida, ofreciendo únicamente una idea intuitiva del comportamiento del material. Por otra parte el sistema de toma de datos era manual y el proceso en sí consumía gran cantidad de tiempo en cada prueba, siendo poco práctico. Es por ello que se hizo necesaria la creación de un sistema automatizado para cada uno de los dos ensayos.
En el primer caso se trata de la automatización de un ensayo de tracción. La probeta de tejido se sitúa sujeta de los extremos, uno fijo y otro móvil, de manera que sucesivamente el extremo móvil va realizando desplazamientos, quedando registrada mediante una célula de carga la tensión en cada uno de los pasos. Es un ensayo sencillo pero necesario en la caracterización básica del tejido.
En el ensayo a flexión (Fig. 3 y 4), se busca dejar en voladizo gradualmente la tela. El ensayo se realiza haciendo avanzar mediante un motor paso a paso una tela hacia el centro de la máquina donde hay practicado un hueco por el que la tela va a ir cayendo y quedando en voladizo.
De esta manera se hace avanzar la tela en sucesivos pasos. En cada paso se toman datos de la curvatura del tejido. Para ello se realiza un barrido a lo largo de toda la superficie del tejido en voladizo, tomando mediciones con un distanciómetro láser, y se obtienen puntos de esta curvatura. Por diferentes métodos de interpolación, obtenemos la curvatura del tejido en cada paso. Posteriormente, cada una de estas aproximaciones son procesadas automáticamente, eliminando así las distancias inválidas correspondientes al inicio y fin de carrera del motor lineal que mueve verticalmente el distanciómetro ya que en ambos casos no se están tomando medidas sobre el tejido.
Figura 2: Proceso de estimación de parámetros. Se observa que los datos reales son constantes mientras que los datos simulados se regeneran con cada conjunto de parámetros intermedio
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5.1. COMPONENTES DE LA MÁQUINA DE ENSAYO A FLEXIÓN
La máquina de ensayo a flexión para tejidos está construida a 3 niveles (inferior, principal y superior) sobre una armazón de perfiles de aluminio anodizado, de 45x45L de la marca NIKAI, como se aprecia en la figura 4. Sobre esta estructura, en el nivel principal, descansa la base principal sobre la que se sitúa la mayor parte de los componentes de la máquina. Por un lado el sistema de control, que se realiza mediante un Arduino Uno RVE3, y una fuente de alimentación. Sobre la base se encuentra el Sistema de arrastre del tejido a estudiar. Como se ha indicado, esta tela es arrastrada en pequeños ciclos a una abertura practicada en la base, donde se produce la caída libre de la tela.
El Sistema de Arrastre está movido mediante un actuador lineal sujeto a una superestructura de perfilería de aluminio (Fig. 4), conformando el nivel superior de la estructura. El sistema está constituido por un tornillo sin fin que mueve una guía de 300 mm de carrera, accionado por un Motor paso a paso Nema 23 con precisión de 1,8º. El actuador precisa de un controlador de motor del tipo TB6600, con una potencia máxima de 160W.
Por último tenemos el sistema de medición de la curvatura de la tela. El sistema se compone de un actuador lineal similar al ya descrito en el sistema de arrastre, situado en posición vertical a la base principal de la máquina y perpendicular a ésta. El actuador va a mover un distanciómetro láser que recorrerá el espacio entre el nivel inferior hasta la base principal, tomando datos del perfil de la tela en caída libre, obteniendo valores de su curvatura y permitiendo por tanto definir la forma de esta tela. Para ello el distanciómetro inicia el movimiento en el extremo vertical de sus recorrido y va descendiendo a pasos determinados, de acuerdo a la precisión requerida. En cada paso, de detiene, toma medida de la distancia y se mueve al siguiente paso. De esta manera, el conjunto de valores obtenido determina la curvatura del tejido. El distanciómetro láser es un sensor de la serie FT25 con alcance entre 20-200 mm de la empresa Sensopart, con precisión de 0,12 mm.
6. RESULTADOSSe han capturado datos para dos tejidos distintos: un tejido
satinado (a) utilizado para simular vestido y un tejido de lino (b) utilizado para simular una camisa y un pantalón. Las capturas de los tejidos se han llevado a cabo para 2 direcciones, 0 y 90 grados, o en dirección de trama y urdimbre, de forma que se pueda
caracterizar el comportamiento de ambos tipos de hilo. También se han realizado los ensayos de tracción, pero no se muestran resultados ya que son independientes del dispositivo de ensayo presentado en este trabajo. Los datos capturados se han utilizado para estimar la resistencia a tracción, flexión y cizallado para posteriormente generar simulaciones utilizando el simulador propio de DESILICO.
6.1. RESULTADOS DE LOS ENSAYOSLa captura de datos en el dispositivo de
ensayo genera curvas correspondientes al perfil de caída (Fig. 5) para distintas longitudes de caída. Debido a la disposición física de los distintos componentes, es necesario postprocesar estos datos. En concreto, en su posición inicial, el distanciómetro mide
la distancia al móvil de empuje. Durante el barrido vertical, el sensor mide la distancia al tejido generando el perfil de caída. Finalmente, el haz láser baja por debajo del extremo libre de la
Figura 3: Imagen esquemática de la máquina de ensayo diseñada
Figura 4: Máquina de ensayo a flexión. Se aprecia el nivel superior, donde está situado el actuador lineal; el nivel principal, por el que discurre la tela por la abertura en la base, al nivel inferior (en círculo rojo detalle de la tela)
Figura 5: Visualización de perfil de distancias para diferentes longitudes de caída. Los puntos negros corresponden al punto final detectado en postprocesamiento. Hay mayor densidad de ellos para longitudes de caída pequeñas debido al muestreado no uniforme (incrementos de 5 mm frente a incrementos de 10 mm) que permite obtener más información en zonas donde el error de medida es mayor
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muestra, produciendo valores fuera de rango. El postproceso se basa en una heurística que tiene en cuenta la disposición espacial de los mecanismos y elimina los datos irrelevantes y detecta la última medida válida correspondiente a la distancia del extremo libre de la muestra.
La realización de los ensayos de flexión sobre los tejidos utilizados para la generación de los resultados mostrados a continuación ha llevado una media de 12 minutos por tejido, incluyendo el tiempo de post-procesamiento, que es del orden de 5-10 segundos por cada ensayo. Teniendo en cuenta los ensayos de tracción, el tiempo de captura para un tejido completo se sitúa entre 20-24 minutos. En comparación, la realización de los ensayos de flexión con los prototipos manuales mencionados anteriormente requiere alrededor de 60 minutos por tejido, incrementándose a casi 90 minutos si se incluyen los ensayos de tracción.
6.2. RESULTADOS DE LA ESTIMACIÓNA fin de poder generar simulaciones realistas de prendas
basadas en estos materiales, se ha llevado la estimación de parámetros tal y como se ha explicado en la sección 4. Los resultados de la estimación se muestran en la figura 6.
6.3. RESULTADOS DE LA SIMULACIÓNLas figuras 7 y 8 muestran los resultados obtenidos al simular
las prendas diseñadas con los materiales descritos previamente. Dichos materiales se han obtenido de una tienda de venta al por menor, por lo que no se dispone de las fichas técnicas correspondientes. Para la simulación se ha utilizado el simulador propietario de DESILICO y los parámetros de tejidos obtenidos del sistema de estimación. Además del modelo de simulación de hilos, el simulador incorpora otras características como detección
y tratamiento de colisiones, así como modelos de contacto, que permiten generar resultados de alta calidad. Los parámetros de contacto se han determinado a través de prueba y error sobre un escenario más simplificado (parche de tejido en reposo sobre una esfera) a fin de obtener un buen comportamiento plausible sin afectar al rendimiento. El resultado del simulador es procesado posteriormente por el motor de renderizado, que es el responsable último de la calidad visual. Cabe destacar que el proceso de renderizado trabaja también a nivel de hilo.
Para la simulación del vestido generado con el material satinado se observa que la amplitud y frecuencia de las arrugas en la simulación es muy similar a las obtenidas en el vestido real. Resulta imposible realizar un análisis cuantitativo de los resultados por varios motivos: existen diferencias insalvables en la reproducción exacta de los elementos de la simulación, como las costuras, que en la actualidad no se modelan explícitamente; las interacciones de contacto entre el vestido y el maniquí producen ramificaciones y divergencias en la simulación, cada una de las cuales da lugar a una configuración de reposo distinta. Esto explica las diferencias en las arrugas creadas en la parte superior del vestido, que es la parte donde el contacto es más relevante.
Para las otras dos simulaciones, en el caso de la escena del avatar en una posición extrema, generando tensión en la camiseta y pantalón de lino (Fig. 8), muestra arrugas naturales, correspondientes a la situación de tensión.
7. CONCLUSIONESEl trabajo presenta un sistema que permite obtener
simulaciones realistas de diferentes tejidos, para visualizar cuál será el aspecto definitivo de la ropa de acuerdo al tejido utilizado
en su elaboración. Así, de una manera sencilla, es posible probar en el proceso de diseño, varias prendas de ropa en diferentes tejidos, pudiendo encontrar la combinación óptima de acuerdo al aspecto buscado.
Se ha descrito el sistema en sus diferentes fases. Por un lado se han analizado las máquinas creadas para la adquisición de los datos de los diferentes ensayos de comportamiento mecánico de los tejidos. A continuación se ha contrastado la bondad de los datos obtenidos, comparándolos con los obtenidos con diferentes estimaciones, eliminando datos anómalos o posibles errores de medición. Se han presentado dos casos reales a modo de ejemplo.
Finalmente, de acuerdo al comportamiento del tejido definido a partir de los datos reales obtenidos y su posterior procesamiento, se han mostrado varios ejemplos de caída y ajuste de diferentes prendas de ropa, de acuerdo al diseño elegido.
Figura 6: Visualización del ángulo formado por el extremo en voladizo y el último punto del soporte horizontal sobre el que desliza la probeta a partir de los datos capturados y postprocesados como se ha indicado anteriormente. De izquierda a derecha: resultados para trama y urdimbre, respectivamente. De arriba a abajo, resultados para el tejido de lino y el tejido satinado
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8. TRABAJOS FUTUROSLa anchura de las probetas se ha determinado para ser
suficientemente grande para evitar el efecto de pequeñas ondulaciones en la zona central sobre la que se toma el perfil de distancia, pero como trabajo futuro se podría eliminar este problema o minimizar su impacto utilizando un sensor láser de línea en lugar de punto. De esta forma para medir la distancia se utilizarían las distancias medidas a lo largo de la anchura de la muestra de tejido (mediante la línea trazada por el láser para cada posición del barrido vertical).
El sistema presentado captura datos relativos al comportamiento del tejido para sus distintos modos de deformación de forma aislada. Esto permite evitar ciertos problemas en la estimación de parámetros, como los mínimos locales, pero impide la caracterización de posibles interacciones entre distintos modos de deformación. A fin de capturar también este tipo de interacciones, sería interesante diseñar un sistema de ensayo capaz de producir datos que combinen los distintos modos de deformación de forma controlada.
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AGRADECIMIENTOSLos autores quieren agradecer la colaboración del grupo de investigación GMRV-MSLab de la Universidad Rey Juan Carlos y de la Empresa Desilico, sin cuya ayuda no habría sido posible la realización del presente trabajo.
Figura 7: A la izquierda, el vestido real. A la derecha el vestido simulado
Figura 8: A la izquierda, una modelo con el pantalón y la camiseta de lino. A la derecha, la simulación de la misma prenda
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nnnnartículo de investigación / research article Fabricación de un acero doble fase a partir de un acero microaleado con bajo contenido de carbonoJorge-Antonio Navarro-Farfán, José-Sergio Pacheco-Cedeño, Gisela Gutiérrez-Barajas, José-Jaime López Soria y Pedro Garnica-González
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DOI: http://dx.doi.org/10.6036/9297 | Recibido: 06/06/2019 • Inicio Evaluación: 07/06/2019 • Aceptado: 06/09/2019
Fabricación de un acero doble fase a partir de un acero microaleado con bajo contenido de carbono
Manufacturing of a dual phase steel from a low carbon microalloyed steel
RESUMENSe fabricó un acero doble fase con la composición química
establecida para un acero microaleado, con la finalidad de aprovechar los mecanismos de endurecimiento de ambos aceros. Se estableció la temperatura de tratamiento (Tint.=770°C) en base a las temperaturas críticas de transformación obtenidas por técnicas dilatométricas (Ar1=660 °C y Ar3=830 °C) y el uso de los diagramas de transformación de fases simulados. Las probetas se laminaron en 6 pases continuos con una duración total de 65 segundos hasta 47 % de reducción de espesor. Se utilizó microscopia óptica y microscopia electrónica de barrido para la caracterización microestructural con el fin de determinar el diámetro promedio de grano ferrítico y el porcentaje de fase ferrítica y martensítica
en los aceros. Se determinó la microdureza Vickers de cada una de las fases y se realizaron ensayos de tensión para determinar el esfuerzo máximo, esfuerzo de cedencia, porciento de reducción de área y porciento de alargamiento. Se obtuvieron microestructuras compuestas de ferrita y martensita, con un porcentaje promedio de ésta última de 35.98 %. Se determinaron los valores promedio de esfuerzo máximo (719 MPa) y su porcentaje de alargamiento (22 %). El uso de diagramas tiempo-temperatura-transformación y transformación en enfriamiento continuo simulados, así como el historial térmico de los procesos termomecánicos e intercríticos, muestran ser útiles en el desarrollo de rutas de procesamiento para la fabricación de aceros doble fase con una composición química específica. El aprovechamiento de los mecanismos de precipitación presentes en los aceros microaleados favorece el refinamiento de la microestructura del acero en condición de doble fase.
Palabras clave: AHSS, Doble Fase, Tratamiento Termomecánico, Tratamiento Intercrítico.
1. INTRODUCCIÓNLos aceros bifásicos o doble fase se han desarrollado desde
hace 3 décadas, respondiendo a necesidades de la industria automotriz [1]. Hoy en día forman parte de un grupo específico entre los aceros avanzados de alta resistencia (por sus siglas en inglés AHSS). En su desarrollo actual ofrecen combinaciones de ductilidad y resistencia que introducen mejoras en los productos, permitiendo la construcción de vehículos más seguros, de menor peso [2] y con un uso más eficiente del combustible, así como en otras aplicaciones. Son aceros de bajo contenido de carbono, en los que el tratamiento termomecánico se diseña específicamente para producir una microestructura compuesta de una matriz de
nnnnJorge-Antonio Navarro-Farfán1, José-Sergio Pacheco-Cedeño2, Gisela Gutiérrez-Barajas1, José-Jaime López Soria1 y Pedro Garnica-González1
1 TecNM. Campus Instituto Tecnológico de Morelia. Av. Tecnológico #1500. Col. Lomas de Santiaguito, Morelia, Michoacán (México). 2 Escuela de Ingeniería y Ciencias Región Centro. Tecnológico de Monterrey Campus Morelia. Av. Montaña Monarca, 1340 - 58350 Michoacán (México).
ABSTRACT• A dual phase steel was manufactured with the chemical
composition established for a microalloyed steel, in order to take advantage of the hardening mechanisms of both steels. The treatment temperature was established based on the critical transformation temperatures obtained by dilatometric techniques and simulated phase transformation diagrams. The specimens were hot rolled in a six continuous passes with a total rolling time of 65 seconds up to 47% thickness reduction. Optical microscopy and scanning electron microscopy were used for microstructural characterization in order to obtain the average ferritic grain diameter and volume fraction of ferrite and martensite. Vickers microhardness for each phases was determined and tension tests were performed to obtain the ultimate tensile strenght, 0.2% offset yield strength, percent reduction in area and percent elongation. Microstructures composed of ferrite and martensite were obtained, with a 35.98% average percent of martensite. The average ultimate tensile strenght values and and percent elongation were 719 MPa and 22%, respectivelly. The use of simulated time-temperature-transformation and continuous-cooling-transformation diagrams, as well as the thermal history of thermomechanical and intercritical processes, proved to be useful in the development of processing routes for the manufacture of dual-phase steels with a specific chemical composition. The precipitation mechanisms present in microalloyed steels enhance the microstructure refinement in a dual phase condition.
• Keywords: Dual Phase Steels, AHSS, Heat Treatment, Continuous Annealing, Hot Rolling.
Fig. 1: Microestructura de un acero doble fase (zona clara de ferrita y zona marrón de martensita). [3]
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artículo de investigación / research articlennnnFabricación de un acero doble fase a partir de un acero microaleado con bajo contenido de carbonoJorge-Antonio Navarro-Farfán, José-Sergio Pacheco-Cedeño, Gisela Gutiérrez-Barajas, José-Jaime López Soria y Pedro Garnica-González
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ferrita y cantidades variables de martensita (Figura 1), lo que permite controlar simultáneamente la resistencia y ductilidad del material. La ferrita que es una fase muy dúctil permite tener alargamientos mayores, mientras que la martensita, que es una fase dura, proporciona resistencia a la deformación. Esto permite generar aceros con resistencias variadas aún con la misma composición química, si se requiere alta resistencia, la cantidad de martensita debe aumentarse, y si se requiere mayor ductilidad, la cantidad de martensita debe disminuirse. La manipulación de la temperatura del tratamiento de recocido intercrítico, permite realizar estos cambios.
El trabajo de investigación para seguir desarrollando estos aceros continúa [4], ya que recientemente se han producido aceros doble fase (DP) con microestructuras más finas, resistencia más alta y mejor capacidad de deformación en frío [5, 6, 7].
Díaz del Castillo [8] menciona que estos aceros fueron desarrollados en 1975 cuando un estudio mostró que el recocido continuo en el rango de temperatura intercrítica da como resultado un acero con microestructura ferrítico-martensítica, con una resistencia mayor que la que poseen los aceros microaleados de alta resistencia y baja aleación (por sus siglas en inglés HSLA).
En 1995 los AHSS estaban en su etapa embrionaria de desarrollo e implementación en la industria automotriz, sin embargo, para el año 2004 se incrementó su aplicación hasta un 12 %, y para el 2015 alcanzó el 50 % [9], desplazando casi por completo a los aceros convencionales al carbono en la carrocería de los automóviles. (Figura A-1 del anexo I).
Para fabricar los aceros DP es necesario llevarlos a temperaturas que se encuentren en el intervalo de 730 a 850 °C, el cual depende del contenido de carbono inicial que posee el acero [10]. Los principales elementos de aleación y sus porcentajes en estos aceros son: 0,05-0,20 %C, 1,00-1,50 %Mn y 0,30-2,26 %Si [11]. Estas composiciones permiten utilizar aceros al carbono, así como también aceros microaleados [12] ya en uso cotidiano. La representación esquemática del procesamiento para la fabricación de aceros DP laminados en caliente se muestra en la Figura 2. El acero se lamina a una temperatura dentro del campo austenítico y posteriormente se realiza el recocido intercrítico a una temperatura específica (Tint)
[13], entre las temperaturas críticas A1 y A3, para posteriormente templar hasta temperatura ambiente.
El propósito de este estudio es fabricar un acero doble fase a partir de un acero microaleado, y aprovechar los mecanismos de endurecimiento característicos de ambos materiales, y así, mediante tratamientos térmicos incrementar la resistencia mecánica con una buena ductilidad, utilizando la misma composición química. En la Tabla I se muestran los acrónimos utilizados.
AHSS Aceros avanzados de alta resistencia
CCT Transformación en enfriamiento continuo
TTT Temperatura-Tiempo-Transformación
HV Dureza Vickers
Smáx Esfuerzo máximo a la tensión
S0.2% Esfuerzo de fluencia
%Al Porciento de alargamiento
%Ra Porciento de reducción de área
Tint Temperatura intercrítica
Ar3
Temperatura crítica en enfriamiento del inicio de transformación austenítica
Ar1
Temperatura crítica en enfriamiento del fin de transformación austenítica
TR Temperatura de no recristalización
Taust. Temperatura de austenización
MEB Microscopio electrónico de barrido
MO Microscopio óptico
Tabla I. Acrónimos
2. MATERIALES Y MÉTODOS
2.1. COMPOSICIÓN QUÍMICA Y LAMINACIÓN EN CALIENTE
Se fabricó un acero DP a partir de barras de 21 x 23 x 300 mm de un acero microaleado, las cuales se obtuvieron de un planchón de colada continua cortado en planta con segueta mecánica y refrigeración. El acero contiene 0,058 C, 1,47 Mn, 0,02 Si, 0,077 Nb, 0,03 Al, 0,01 Mo, 0,056 V y 0,015 Ti (todo en % peso). La composición química se determinó mediante espectrometría de emisión atómica de chispa de acuerdo a la norma ASTM E415-15 [14] y el contenido de carbono con un analizador marca LECO®
modelo CS-200. El material es un acero de bajo carbono con vanadio, niobio y titanio como elementos microaleantes.
De las barras iniciales se cortaron probetas con las siguientes dimensiones: 21 x 23 x 100 mm, para llevar a cabo la laminación. Posteriormente se barrenaron con una broca de 1,58 mm de diámetro, con la finalidad de introducir un termopar tipo K para registrar el perfil de temperatura durante el procesamiento. La temperatura fue registrada con una tarjeta de adquisición de datos con una frecuencia de 10 mediciones por segundo, durante todo el proceso. Se utilizó un horno tipo mufla y se programó para llegar a la temperatura de 1200 °C, una vez que el horno alcanzó la temperatura, se introdujeron las muestras y se inició el registro. Se realizó el austenizado a 1200 °C y 30 min de permanencia, debido a que se requiere tener todos los precipitados de Nb disueltos [15] antes de terminar la laminación, para evitar la recristalización del grano durante la deformación [16]. La laminación se llevó a cabo en seis pases continuos para llegar a un espesor final de 11 mm (47 % de reducción), y a una temperatura superior a la Ar3, ya que a esa temperatura da inicio la transformación ferrítica. Se utilizó un
Fig. 2: Representación esquemática del tratamiento termomecánico de aceros doble fase laminados en caliente y las fases presentes en cada etapa
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laminador marca Hille® con rodillos de 101,6 mm de diámetro y una velocidad de 20 rpm. Los rodillos se precalentaron para disminuir la pérdida de temperatura en las probetas. La secuencia de pases, su reducción en milímetros por cada pase (Δh) y los cambios de espesor durante la laminación, se pueden observar en la Tabla A-I (Anexo I).
A fin de evaluar el tamaño de grano austenítico antes de la laminación, se tomó una de las probetas a 1200 °C y se realizó un temple en agua con hielo y sal (-2 °C). Para conocer el tamaño de grano después de la laminación se templó una de las probetas después de finalizar los seis pases.
2.2. DILATOMETRÍAPara determinar las temperaturas críticas de transformación en
enfriamiento (Ar) del acero microaleado se utilizó un dilatómetro marca LINESIS modelo L-75 [17] a una rapidez de calentamiento de 0,42 °C/s, con un tiempo de permanencia de 300 s a 1100 °C y una rapidez de enfriamiento de 0,33 °C/s. Este equipo utiliza probetas cilíndricas con un diámetro de 5 mm y 15 mm de longitud. Se realizaron dos replicas para comparar las curvas dilatométricas. La figura A-2 (Anexo I) muestra las curvas de enfriamiento del material estudiado, en donde se incluye la primera derivada de las curva. Se utilizó el método de regresión lineal [18] para determinar las temperaturas críticas, las cuales fueron Ar1=660 °C y Ar3=830 °C
2.3. TRATAMIENTO TÉRMICOLa temperatura intercrítica y el tiempo del tratamiento se
determinaron mediante diagramas TTT y CCT simulados con un software comercial con un procedimiento ya descrito en otro trabajo [19].
Al término de la laminación en caliente se realizó el tratamiento térmico de recocido continuo en un horno marca Lindberg a Tint =770 °C con un tiempo de 1200 s en el rango bifásico y posteriormente se templó para la obtención del acero DP. En la Figura A-3 (Anexo) se presenta el ciclo térmico experimental que incluye el tratamiento termomecánico e intercrítico, así como, las temperaturas críticas de no recristalización [20] y de tratamiento intercrítico.
2.4. CARACTERIZACIÓN MICROESTRUCTURAL Y CUANTIFICACIÓN DE FASES
Las muestras se montaron en baquelita para microscopia óptica (MO) y baquelita conductora para el caso del microscopio electrónico de barrido (MEB). La preparación metalográfica se realizó en tres partes, la primera consiste en un desbaste grueso con lijas de SiC de granulometría 80 hasta 2000. La segunda parte consistió en el pulido en un paño tipo Microcloth® con alúmina de 1 µm y posteriormente con alúmina de 0,3 µm para un acabado espejo. La tercera parte fue un ataque químico para revelar la microestructura del material. Para determinar el tamaño de grano austenítico se utilizó una solución acuosa de ácido pícrico sobresaturado a 80 °C y jabón líquido como agente de mojado. Se atacó la muestra durante 20 s, sin embargo, no se logró revelar los granos. Por lo cual se optó por hacer un sobre ataque de 40 s adicionales y un pulido posterior con alúmina de 0,05 µm con una leve presión sobre el paño. Esto permite retirar la capa superficial del interior del grano dejando el borde, el cual tiene un ataque a mayor profundidad. Se realizó una cuantificación del tamaño de grano austenítico promedio antes y después de la laminación utilizando el software ImageJ®, el cual consistió en recalcar cada grano para poder hacer la evaluación del diámetro promedio del mismo.
Las muestras del acero inicial se atacaron con nital al 2 % durante 5 s y en el caso de los aceros doble fase se usó metabisulfito de sodio al 10 % durante 10 s después del nital. Posteriormente se realizó una caracterización por microscopia óptica y electrónica de barrido para observar la microestructura, tamaño de grano y porciento de fases para los aceros fabricados. La cuantificación de fases se realizó con el software Ia32 versión 1.08 de LECO®, donde se midieron 20 campos en cada probeta.
2.5. CARACTERIZACIÓN MECÁNICASe cortaron probetas rectangulares en el sentido y perpendicular
a la dirección de laminación, las cuales se montaron en baquelita para su posterior evaluación de microdureza Vickers en un equipo marca MITUTOYO® modelo MVK-HVL [21] con una carga de 9,81 N para un barrido general y una carga de 0,0981 N para hacer indentaciones en cada una de las fases, con un tiempo de carga de 15 s. Adicionalmente se maquinaron ocho probetas planas para el ensayo de tensión con dimensiones en la sección calibrada de 6 mm de ancho y 5,5 mm de espesor, preparadas en base a la norma ASTM-E8/E8M-16ª [22].
3. RESULTADOS
3.1. CARACTERIZACIÓN MICROESTRUCTURAL DEL ACERO MICROALEADO
El acero HSLA tiene una matriz ferrítico-perlítica con un contenido de 5 % en volumen de perlita y 95 % en volumen de ferrita con un diámetro de grano ferrítico promedio bimodal con un valor de 6,97 ± 2,12 µm y otro de 8,72 ± 5,08 µm.
En la Figura 3 se observa la microestructura del acero, que presenta un grano fino equiaxial resultado del enfriamiento al aire después de la laminación. Debido a su bajo contenido de carbono solo se observan unas cuantas islas de perlita en una estructura bandeada (Figura 3b). En la cuantificación del diámetro promedio del grano austenítico, antes y después de la laminación en caliente. Se observa un grano equiaxial después del austenizado (Figura 4a), que comparándolo con el obtenido posterior a la laminación (Figura 4b), no solo ocurre refinamiento de grano, sino que también queda suprimida parcialmente la recristalización, razón por lo cual, se observan granos alargados y aciculares. Se obtuvo un diámetro de grano austenítico promedio de 32,08 ± 10,22 µm para la probeta sin laminar y de 8,06 ± 5,23 µm para la probeta laminada.
3.2 LAMINACIÓN EN CALIENTEEn la Figura 5 se presenta a detalle la zona de deformación
durante el tratamiento termomecánico, el cual se registró mediante la tarjeta de adquisición. La deformación se llevó a cabo en 6 pases continuos, con una duración de 65 segundos y se realizó por arriba
Fig. 3: Micrografía del acero HSLA: a) sección transversal y b) sección longitudinal
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de la temperatura Ar3 con el fin de evitar la transformación de fase durante el proceso. Se puede ver el instante en que el acero pasa a través de los rodillos, con un ligero recalentamiento, producto de la absorción de energía por la deformación. También se observa que la temperatura de fin de laminación está por encima de la temperatura intercrítica Tint.=770 oC, con lo que se evita la transformación de la austenita a ferrita, que afecta la cantidad de martensita obtenida al final del proceso.
3.3. CARACTERIZACIÓN MICROESTRUCTURAL DEL ACERO DPLa microestructura del acero DP, que se muestra en la Figura 6,
presenta dos fases: la fase clara corresponde a la ferrita y la fase oscura corresponde a la martensita. Se observa un refinamiento de grano de los aceros DP con respecto al HSLA.
Los granos son equiaxiales y no se observan granos deformados o con un alargamiento notorio, debido al crecimiento de los granos parcialmente recristalizados y a la transformación de austenita a ferrita [23] durante el recocido intercrítico. Esta recristalización parcial puede explicar la presencia de granos con distinto diámetro promedio (distribución bimodal), como se aprecia en las Figuras 3 y 6. En las micrografías se observa una de las principales características de la martensita, su morfología acicular; y un tamaño de grano ferrítico equiaxial. Se realizó la cuantificación del porcentaje de martensita presente en el acero, el cual, tiene un promedio de 35,98 ± 4,08 % de martensita.
En la Figura A-4 (Anexo I) se observa el diámetro promedio de grano para la fase ferrítica en los aceros DP, se presentaron dos distribuciones de tamaño, la primera con un valor promedio de 6,46 ± 3,14 µm y la segunda de 8,87 ± 4,93 µm. En el caso del HSLA corresponden a 6,97 ± 2,12 µm y 8,72 ± 5,08 µm, como se mencionó anteriormente.
3.4. CARACTERIZACIÓN MECÁNICA DEL ACERO DP
En la Figura 7 se observan las curvas esfuerzo-deformación ingenieril obtenidas de las probetas de acero HSLA y DP fabricados, donde el acero microaleado presenta un esfuerzo máximo promedio de 519 MPa y un alargamiento del 42 %. Este acero presenta una elevada ductilidad debido al contenido de ferrita. El acero DP presenta un esfuerzo máximo promedio de 719 MPa y un alargamiento del 22 %. Esta resistencia
a la tensión es superior a la de los aceros HSLA, debido al contenido de martensita, sin embargo, el porciento de alargamiento se ve afectado por la reducción del volumen presente de ferrita.
En la Tabla A-II (Anexo I) se observan las propiedades mecánicas obtenidas de las curvas esfuerzo-deformación ingenieril para los aceros fabricados. Este acero podría clasificarse por sus propiedades mecánicas como un DP450/700, esto quiere decir que es un acero de doble fase, con una resistencia a la fluencia mínima de 450 MPa y de una resistencia máxima de al menos 700 MPa. Sus propiedades mecánicas están dentro de la gama de los aceros doble fase fabricados industrialmente [24, 25].
La dureza en los aceros doble fase está relacionada con el porciento de carbono inicial y su porcentaje de martensita después
Fig. 4: Micrografía del grano austenítico. a) antes de la laminación, b) después de la laminación
Fig. 5: Acercamiento a la zona del ciclo termomecánico en donde se lleva a cabo la deformación en caliente de los aceros DP
Fig. 6: Micrografía del acero DP, a) y c) transversal, b) y d) longitudinal, por MO y e) transversal, f) longitudinal, ambas por MEB. Ataque con nital al 2% y metabisulfito de sodio al 10%
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del tratamiento térmico intercrítico [26]. En la Figura A-5ª (Anexo I) se presentan los valores de dureza promedio del acero microaleado, de 218 ± 6 HV y la dureza promedio del acero doble fase, de 247 ± 28 HV. Se realizaron 60 indentaciones del borde hacia el interior (profundidad) para cada probeta bajo la norma ASTM E384-99 [27]. Se observa que en la superficie se presenta una dureza mayor que en el centro de la probeta, esto se atribuye a dos fenómenos: la deformación del grano austenítico durante la laminación, la cual será mayor en la superficie de la probeta y al enfriamiento acelerado posterior al tratamiento térmico, ya que la velocidad de enfriamiento será mayor en la superficie. La microdureza del acero microaleado es homogénea en comparación a la del acero doble fase, que presenta una desviación estándar de 28 HV. En la Figura A-5b (Anexo I) se presenta la dureza individual para las fases presentes en el acero DP. La fase martensítica se encuentra aproximadamente 60 HV por encima de los valores máximos de dureza de la fase ferrítica, los cuales se encuentran alrededor de los 260 HV, esto se debe a la diferencia de estructura cristalina; la martensita tiene una estructura tetragonal centrada en el cuerpo (BCT) y la ferrita una cúbica centrada en el cuerpo (BCC).
4. DISCUSIÓNPara que la austenita, que disuelve máximo 2,0 % de carbono,
inicie su transformación a ferrita, que disuelve 0,02 %, dos cosas deben ocurrir: la primera es un cambio en el contenido de carbono y la segunda es un reordenamiento reconstructivo de los átomos de hierro y carbono [28]. Como ya es conocido, la austenita al momento de realizar un temple (enfriamiento acelerado) se transforma a una fase metaestable adifusional llamada martensita. El tipo de martensita depende del contenido de carbono presente en el acero [29] y a medida que se incrementa el contenido de carbono, la temperatura de inicio de la transformación martensítica disminuirá
[30]. Cabe señalar que al momento del tratamiento intercrítico, el porciento de carbono nominal en el acero no es el mismo que el que se encuentra presente en la austenita [31] instantes antes de hacer el temple, sino que será mayor, esto explica por qué se puede presentar martensita en aceros con tan bajos contenidos de carbono, como el que se presenta en este trabajo. Este enriquecimiento de carbono de la martensita está relacionado con la cantidad de ferrita, cada vez que se incremente el porciento de la ferrita, el contenido de carbono en la austenita aumentará y de esta manera incrementará la dureza de la martensita [32].
Sin embargo, existe la posibilidad de que al reducir la cantidad de austenita también disminuya la resistencia del acero, porque implica una martensita de mayor dureza, pero en menor cantidad.
Los aceros microaleados deben sus propiedades principalmente a dos mecanismos de endurecimiento: refinamiento de grano y precipitación de partículas de segunda fase. El refinamiento de grano se logra al evitar la recristalización de la austenita durante la laminación en caliente, y la recristalización se puede evitar con la formación de precipitados [33]. En este caso los tres últimos pases de laminación se llevaron a cabo por debajo de la temperatura de no recristalización, que es cercana a los 1000 °C para este acero. Esto generó que se suprimiera parcialmente la recristalización, tal y como se muestra en la Figura 4b en donde se presentan granos alargados y equiaxiales. Los equiaxiales son producto de una recristalización completa y los alargados son aquellos en donde la cantidad de deformación y los precipitados de niobio y titanio evitaron que se formaran granos libres de deformación. Esta recristalización parcial también afecta directamente la microestructura del acero doble fase. Una de las consecuencias es la distribución bimodal del grano ferrítico en ambos materiales, como se observa en la Figura A-4 (Anexo I).
Para el caso del acero doble fase el refinamiento de grano que se observa en las Figuras 6 y A-4 (Anexo I), puede relacionarse con la precipitación de partículas de vanadio [34, 35] , la cual ocurre en el intervalo de temperaturas intercríticas. Estos precipitados evitan que tanto los granos recristalizados como sin recristalizar crezcan durante el mantenimiento a la temperatura intercrítica.
Ya se presentaron los resultados de los ensayos de tensión para ambos materiales, pero es interesante destacar su comportamiento. En primera instancia la martensita proporciona un incremento mayor a los 100 MPa de esfuerzo de cedencia, que constituye un 25 % más respecto al HSLA. En cuanto al esfuerzo máximo el incremento es de 200 MPa, que corresponde a un 40 % respecto al HSLA. Este incremento de resistencia también se observa en las mediciones de dureza. Primero, como era de esperarse, la dureza del acero DP es mayor, aunque con una mayor dispersión, producto de la estructura formada por una fase blanda y otra dura, esto se muestra en la Figura A-5 (Anexo I). En cuanto al HSLA se observa una dureza homogénea, ya que prácticamente está compuesto de una sola fase (ferrita) debido a su bajo contenido de carbono.
Aunque no se realizaron ensayos de impacto, el área bajo la curva de la Figura 7, puede dar información respecto de la tenacidad, llamada tenacidad en tensión (Uf)
[36]. Para el caso del acero microaleado se tiene un valor de 2.62 x108 J/m3 mientras que para el doble fase la energía absorbida es de 1.32 x108 J/m3. Esto implica una reducción en la tenacidad del material cercana al 50 % en su condición de doble fase, pero una ganancia en la resistencia, como ya se mencionó anteriormente. Para el caso de la industria automotriz los aceros deben ser más resistentes a fin de reducir la masa vehicular.
5. CONCLUSIONESA diferencia de los aceros al carbono, los aceros HSLA presentan
mecanismos de endurecimiento adicionales. Siendo los HSLA una de las familias de aceros más utilizadas en la industria automotriz y que a su vez están siendo desplazados por aceros con mejores propiedades mecánicas. En este trabajo se fabricó un acero DP partiendo de una composición química de un acero microaleado, obteniendo un porcentaje de 36 % de martensita.
Los aceros DP se pueden obtener partiendo de aceros microaleados, y sumando mecanismos de endurecimiento por
Fig. 7: Curvas representativas esfuerzo vs deformación ingenieril para el acero HSLA y DP
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refinamiento de grano, precipitación y transformaciones de fase, se logra un incremento en su resistencia cercano al 40 %, pasando de 519 MPa a 719 MPa, posicionándolo dentro de la familia de aceros DP450/700.
Con una variante en el tratamiento térmico y un adecuado control en la laminación en caliente, ha sido posible pasar de una familia de aceros de alta resistencia (HSLA), a uno de la familia de aceros avanzados de alta resistencia (AHSS), sin cambiar la composición química.
En los aceros doble fase existe una pérdida en la tenacidad, sin embargo, se ve compensada por la ganancia en la resistencia mecánica, que en el caso de la industria automotriz, es uno de los factores clave.
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MATERIAL SUPLEMENTARIOhttps://www.revistadyna.com/documentos/pdfs/_adic/9297-1.pdf
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DOI: http://dx.doi.org/10.6036/9603 | Recibido: 01/12/2019 • Inicio Evaluación: 12/12/2019 • Aceptado: 17/02/2020
Coupling effect analysis of tension and reverse torque during axial tensile test of anchor cableAnálisis del efecto de acoplamiento de la tensión y del par inverso durante el ensayo de tracción axial de un cable de anclaje
ABSTRACTIn view of lack of the coupling effect analysis of tension
and reverse torque of the anchor cable, the self-developed equipment was used to perform a tensile test on the anchor cables with three different diameters (9.5 mm, 12.7 mm, 15.2 mm) under free rotation and without rotation conditions. Then the three-dimension numerical model of the anchor cable was built, the process of the axial tension test was simulated and the computational results were consistent with experimental results. Based on the work and energy principle, a formula for the tensile force is proposed for the decoupling tensile and reverse torque of the anchor cable. Results show that the peak tension and peak
torque both increase with the diameter of the anchor cable, and the effect of the locking length on the peak tension and torque is not obvious. The anchor cable will generate reverse torque when it is pulled without rotation, the torque change process is divided into the elastic and plastic phases, the torque in the elastic phase increases linearly with the increase of the tensile force, while the torque in the plastic phase remains stable and the tensile force increases slightly. Under the condition of free rotation, the elastic modulus of the anchor cable will decrease, the percentage of the pulling force used for untwisting of three different diameter cables (9.5 mm, 12.7 mm, 15.2 mm) were 11%, 12%, and 10%, respectively. The conclusions obtained in the study can provide a reference to direct the similar engineering practice.
Keywords: Anchor cable, Tensile test, Tension-torsion cou-pling, Mechanical properties, Numerical simulation.
1. INTRODUCTION The prestressed anchor cable can give full play to the self-sup-
porting potential of the rock mass, adjust and improve the strength and self-stability of the rock and soil, reduce the self-weight of the supporting structure, save engineering materials, and ensure the safety and stability of the construction. Due to anchoring technol-ogy of cable has many advantages such as active support, safety and economy, it has been widely used in railway engineering, slope engineering and water conservancy engineering for landslide man-agement and high slope support in the world [1].
Since the middle of the 1960s, anchor cables were used in Australian mines for the first time to strengthen the rock mass. Af-ter more than 30 years of development, from the structure of the anchor cable, manufacturing and quality, supporting construction equipment, anchoring mechanism, parameter design methods, ap-plication scope and other aspects have been rapidly developed and improved [2]. For the anchoring mechanism of the anchor cable is very complex, there isn’t a proper calculated model for the engi-neering design of the anchor cable till now [3]. Because the an-chor cable is a space spiral structure, when the anchor cable is pulled, a reverse torque is often generated, which can reduce the axial tension of the cable. Not considering the torque effect has a great impact on the evaluation of the carrying capacity of the anchor cable, so the design theory without the torque effect of the anchor cable can not meet the needs of engineering practice [4].
There isn’t a proper calculated model for the anchor cable, the design theory of anchor cable can not meet the needs of engi-
nnnnShuren Wang1, 2*, Zeliang Wang1, Jian Gong1, 2, Yuhao Wang1, and Qingxiang Huang3
1 School of Civil Engineering, Henan Polytechnic University, Jiaozuo 454003, China2 International Joint Research Laboratory of Henan Province for Underground Space Development and Disaster Prevention, Henan Polytechnic
University, Jiaozuo 454003, China3 College of Engery Engineering, Xi’an University of Science and Technology, Xi’an 710054, China* Corresponding author, e-mail: [email protected]
RESUMEN• En vista de la falta de análisis del efecto de acoplamiento de la
tensión y el par inverso de un cable de anclaje, se ha utilizado un equipo de desarrollo propio para realizar un ensayo de tracción en los cables de anclaje de tres diámetros diferentes (9,5 mm, 12,7 mm, 15,2 mm) en condiciones de rotación libre y sin rotación. Posteriormente se construyó el modelo numérico tridimensional del cable de anclaje, se simuló el proceso del ensayo de tensión axial y los resultados computacionales fueron coherentes con los resultados experimentales. Basándose en el principio de trabajo y energía, se propone una fórmula para la fuerza de tracción para el desacoplamiento de la tracción y el par inverso del cable de anclaje. Los resultados muestran que tanto la tensión como el par máximo aumentan con el diámetro del cable de anclaje, y el efecto de la longitud de bloqueo en la tensión y el par máximo no es algo obvio. El cable de anclaje genera un par inverso cuando se tira de él sin rotación, el proceso de cambio de par se divide en las fases elástica y plástica, el par en la fase elástica aumenta linealmente con el aumento de la fuerza de tracción, mientras que el par en la fase plástica permanece estable y la fuerza de tracción aumenta ligeramente. Bajo la condición de rotación libre, el módulo elástico del cable de anclaje disminuirá, el porcentaje de la fuerza de tracción utilizada para desenrollar tres cables de diferentes diámetros (9,5 mm, 12,7 mm, 15,2 mm) fue del 11%, 12% y 10%, respectivamente. Las conclusiones obtenidas en el estudio pueden servir de referencia para orientar prácticas similares en ingeniería.
• Palabras clave: Cable de anclaje, Ensayo de tracción, Acoplamiento tensión-torsión, Propiedades mecánicas, Simulación numérica.
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neering practice. Therefore, it is important to reveal the coupling effect of anchor cable tension and reverse torque in the axial ten-sile tests and propose a reasonable calculation model, which is of great theoretical significance and practical value for deepening the anchoring mechanism of the anchor cables.
2. STATE OF THE ARTIn the past years, with the increasing application of anchor ca-
bles, its mechanical properties have gradually attracted people’s at-tention. Kang et al. divided the axial load-displacement curve of the stranded wire into four stages through the pull-out tests: the initial loading stage, the elastic deformation to yield stage, the post-yield strengthening stage, and the breaking stage [5]. Zhang et al. devel-oped a method for detecting the broken wire of a steel strand under axial tension and fitted a linear formula of the axial force and the strain [6]. Kong et al. theoretically derived the elastic modulus of the steel strand and performed finite element analysis on the steel strand. They found that it is not appropriate to use an equal-section round rod to equivalent steel strand under complex stress condi-tions. However, they did not explain how the elastic modulus of the steel strand develop in a complex stress state [7]. Ghoreishi et al. compared the existing theoretical model of steel strand with the finite element model and they found that when the twist angle is greater than 20°, the theoretical model is not accurate for the cal-culation of the axial elastic stiffness [8]. Chen and Yuan carried out the finite element simulation of the friction influence on the section stress of the stranded wire, but they only analyzed the section stress of the stranded wire in the elastic stage [9]. Wu et al. performed a finite element analysis on the stress distribution and failure mode of the steel strand [10]. These studies have revealed the mechanical response of the steel strands under axial loading, but ignored the torque effect of the steel strands.
Recently, there are lots of studies about the steel wire ropes. The structure of the steel wire rope is similar to the steel strand. However, the flexibility of the steel wire rope is better than that of the steel strand, and the main function of the steel wire rope is tension, which does not consider the problem of looseness. While its research experience can be used for a reference to the steel strand. Costello proposed a nonlinear analytical model for predicting the mechanical properties of single-stranded steel wire ropes. However, this model only considered the influence of Poisson’s ratio and ignored the contact deformation of the wires and the plasticity of materials [11]. Utting & Jones proved that the internal friction and contact deformation had little effect on the steel wire rope, but which had the large effect on the deformation of each individual wire [12]. Jiang et al. studied the indefinite contact static problem of a single-stranded 1 × 7 steel wire rope under the rigid fixed constraint at the end by using the finite element method, they found that the radial and lateral contact occured simultaneously under the axial tensile load [13]. Beltran & Vico analyzed the static properties and stress-strain distribution in the cross-section of a steel wire rope with asymmetric failure [14]. Yu et al. researched the mechanical properties and wire-to-wire stress state of the steel wire rope under the transverse loading [15]. Nikolaos &
Gerald analyzed the axial and torsional responses of spirals and their internal coupling from the perspective of the mechanical analysis and numerical simulation, but no experimental verification was performed [16]. Chen et al. compared and analyzed the overall mechanical characteristics and the contact stress of simple round rope strands and the spiral triangle strands with the same structural parameters under the axial and torsion loading [17]. Xing and Zhou studied the relationship between the bending moment and the curvature of the 1 × 7 strands by directly applying the bending moment at the loading end [18]. Zhang et al. studied the dynamic torsion characteristics and the internal spiral state of steel wire ropes by using the theoretical analysis model, but the model was only suitable for the elastic phase [19]. Cao & Wu proposed a new bending mechanical modeling method for the steel wire ropes [20]. These studies mainly focused on the theoretical derivation and numerical simulation, but there is few experiments have been performed to verify the axial mechanical response of the anchor rope under free rotation conditions, and few reports have quantitatively analyzed the coupling effect of tension and torsion of the anchor cable.
In view of the shortcomings of the existing studies, this study used a new type equipment self-developed to measure the relationship between the axial tension and torque, and conducted the axial tensile tests under the condition including the anchor cable with no rotating and rotating freely. Then the decoupling study of the axial loading and the reverse torque was performed. The anchoring effect of rock and soil is closely related to the mechanical properties of the anchor cable component. To reveal the coupling mechanism of the axial loading and the reverse torque of the anchor cable is of great significance for the type selection, structural design and operating maintenance of the anchor cable.
The remainder of this study is organized as follows. The third part describes the experimental design and finite element modeling. The fourth part analyzes the experimental data and numerical test. The last part summarizes this article and gives the relevant conclusions.
3. METHODOLOGY
3.1. MATERIALS AND LOADING SCHEME
3.1.1. Materials and test planThe test anchor cables 1 × 7 steel strand was produced by
Tianjin Ruitong Limited Company, which was made of high carbon steel wire rod through cold drawing and twisting. These anchor cables had three diameters (9.5 mm, 12.7 mm, 15.2 mm), and each diameter was divided into three lengths ( 850 mm, 1150 mm, 1350 mm). These anchor cables were used for the axial tensile experi-ments with different locking lengths. The specification parameters of anchor cables with different diameters are shown in Table I.
By changing the diameter of the anchor cable, rotation conditions and locking length, the influence of each factor on the peak tension, peak torque, and the axial force-displacement curve of the anchor cable was investigated. The experimental scheme is shown in Table II, where NR means no rotation and R means free
Structure Nominal diameter (mm)
Cross-section area (mm2)
Strength level(MPa)
Maximum load(kN)
Measured twist distance (mm)
Unit weight (kg/km)
1×7Standard type
9.5 54.8 1860 102 150 430
12.7 98.7 1860 184 200 775
15.2 140 1860 260 210 1101
Table I: Main parameters of the anchor cables
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rotation conditions, D1, D2, and D3 represent the locking lengths of 500, 750, and 1000 mm, respectively. In order to eliminate the influence of error, each group of the axial tensile experiments was repeated three times, and the experimental data were averaged, with a total of 54 in 18 groups. Before the test, the supporting anchors were installed at both ends of each anchor cable, and the upper anchor is 50 mm away from the top to prevent early failure due to excessive sliding of the anchor. Some anchor cables of the samples are shown in Fig. 1.
3.1.2. Test device and loading schemeThe LW-1000 self-developed equipment was adopted for
the torque and axial force of the anchor cable during the test, which was composed of loading device, measuring device, data acquisition and processing system (Fig. 2). This equipment can realize the functions of real-time collection of test data, timely displaying and real-time drawing of charts and so on. The technical parameters of the device were shown in Table III.
As shown in Fig. 2(b), the technical solution is that a lower beam 1 is installed between the cylinders of the oil cylinders on both sides, and the upper beam 2 is fixed between the piston rods of the oil cylinders on both sides. The upper beam is provided with a rotating stretching and rotating tension shaft 3, and the lower end of the stretching and rotating tension shaft is provided with an anchor cable 9. A torque sensor 7 is installed on the beam, and the torque sensor 7 and the upper end of the tension rotation tension shaft 3 are connected by a swing rod 6 to constitute a torque test structure of the anchor cable. The upper end of the piston rod of the oil cylinder is fixed to the upper beam through a transitional pusher 4. A load sensor 5 is provided between the transitional pusher and the upper cross-beam. A positioning gauge is provided to limit the relative rotation of the tensile rotation shaft and the upper cross-beam Pin 8. The device can carry out the axial tensile test of the anchor cable under no rotation and free rotation and conditions.
The axial tensile test of the anchor cable adopts the test method of China Standard GB/T 228-2002 for metal materials at room temperature. The anchor cable sample is installed in the fixture of the testing machine according to the set length, the upper end of
the steel strand controls whether it rotates freely and the lower end is fixed. This testing takes the equal loading force control, the loading speed is 1.0 kN/s, until the strand is broken, and timely recording the load-displacement curve of the anchor cable.
3.2. NUMERICAL SIMULATION ANALYSIS
3.2.1. Computational model and its parametersAs shown in Fig. 3, the three-dimension model was built by
using ABAQUS. In view of the geometric characteristics and con-tact factors of the steel wire, the 8-node cuboid unit C3D8R with reduced integration and hourglass control was used to mesh the steel strand by the sweep method, which could prevent the lock-ing occurrence. To balance the calculation efficiency and calcula-tion accuracy, a single steel wire was taken for analysis of 32 and 500 elements in the radial and axial directions, which generated 144033 nodes and 112192 elements. The material parameters of the computational model were set as follows: elastic modulus E 80 GPa, Poisson’s ratio ν 0.3, yield stress 1790 MPa, tensile strength 1950 MPa, and yield strain 5%.
3.2.2 Boundary conditions and loading processIn order to simulate the restraint effect of the fixture on the
anchor cable, the degrees of freedom of the node on the end face
Fig. 1: Test samples of the anchor cables
Sample type Diameter (mm) Locking length (mm)
NR9 (D1, D2, D3) 9.5
500, 750, 1000
NR12 (D1, D2, D3) 12.7
NR15 (D1, D2, D3) 15.2
R9 (D1, D2, D3) 9.5
R12 (D1, D2, D3) 12.7
R15 (D1, D2, D3) 15.2
Table II: Test plan of the anchor cables
Fig. 2. The loading and measurement device. (a) Test equipment diagram; (b) Structural diagram
Tension(kN)
Torque(N·m)
Displacement(mm)
Rate of loading(kN/s)
Rate of displacement(mm/min)
0-1000 0-500 0-1100 0.01-5.00 0.05-500
Table III: The technical parameters of the device
Fig.3: Computational model and its meshes of cable-bolts. (a) Computational model; (b) Cross-section of the model
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of the anchor cable are coupled with the reference point by means of kinematic coupling, where one end is fully constrained, the other five degrees of freedom except axial movement are zero when the other end is not rotated, and the other four degrees of freedom except axial movement and rotation are zero in the rotating case (Fig. 4 (See section: supplementary material)). The general contact method is adopted, the normal contact property among the adjacent steel wires is set to hard contact. The tangential contact property uses general friction and the friction coefficient is set to 0.15. Since the nonlinear factor of the anchor cable is not easy to converge by static algorithm, the mechanical characteristics of anchor cable are simulated by ABAQUS/Explicit simulation quasi-static method. The displacement loading method is adopted, and the smooth analysis step loading is used along the axial direction of the anchor cable, and the stretching distance is 40 mm.
4. RESULT ANALYSIS AND DISCUSSION
4.1. FAILURE CHARACTERISTICS ANALYSISThe typical failure forms of these anchor cables are shown in
Fig. 5 (See section: supplementary material). It can be found that the breakage of the anchor cable was accompanied by the un-twisting behaviour, and there were obvious sliding traces among these steel wires. The peripheral steel wire near the clamp was first pulled off, and the other end of the anchor cable was ex-ploded near the clamp. The neck fractures occurred in the steel wires, and most of the fractures were cup-cone-shaped fractures, and a few of that are split fractures.
In addition, it was found that the whole process of the axial tensile test did not change significantly under the condition of non-rotation, and the rebound deformation occurred at the mo-ment when the steel wire was broken. Under the condition of free rotation, the anchor cable would twist in the loosening direction., it stopped after twisting a certain angle until it was pulled off. The final breaking result is similar to that of the condition of not rotation.
4.2. SENSITIVE INFLUENCING FACTORS ANALYSIS According to the experimental data, the graphs of the peak
tension and peak torque under different factors are shown in Fig. 6 (See section: supplementary material). The torque was measured under non-rotating condition and the torque was zero under free-rotating condition. The average value of the test data of each group anchor cables was taken.
It can be found from Fig. 6 (See section: supplementary mate-rial), there are no obvious differences between these peak ten-sions of the anchor cables under the condition of rotation and no rotation, and both increase with the increase of the diameter. Compared with the 9.5 mm diameter cable, the peak tension of the 12.7 and 15.2 mm diameter anchor cable increases 1.8 and 2.5 times, respectively. The peak tension remains the same as the lock-ing length of the anchor increases, namely the peak tension re-mains basically unchanged with the increase of the locking length.
The peak torque also increases with the increase of the an-chor cable diameter without rotation. Compared with the 9.5 mm diameter cable, the peak torque of the 12.7 and 15.2 mm diameter anchor cable increases 5 and 10 times, respectively. The peak torque remains the same as the locking length of the anchor increases. These results show that the diameter of anchor cable has a great effect on the peak tension and peak torque, while the locking length has little effect on that values of the anchor cable.
4.3. TENSION-DISPLACEMENT-TORQUE CURVES ANALYSISSince the locking length has little effect on the torque and
tension, the typical axial force-displacement-torque curves of an-chor cables with different diameters at a locking length of 500 mm are shown in Fig. 7. The displacement in Fig. 7 includes not only the tensile displacement of the steel strand, but also the slid-ing displacement between the steel strand and the clamp.
It can be found from Fig. 7, the axial force-displacement-torque curves of the anchor cables display three stages:
Stage 1 (pre-tensioning stage): In the initial stage of loading, the tension of the anchor cable increases gradually and the torque is basically zero.
Stage 2 (elastic stage): the torque of the anchor cable starts to increase, and increases linearly with the increase of the tensile force, until the anchor cable yields.
Stage 3 (plasticity stage): the axial force of the anchor cable is increased slightly and the torque of the anchor cable is basically stable until eventually destroyed.
As shown in Fig. 8 (See section: supplementary material), the torque change of the anchor cable in tension can be divided into elastic and plastic stages, and the change law of torque in differ-ent stages is very different.
Based on the experimental data, the empirical formula for torque of anchor cable is fitted, and the torque expressions of anchor cables with different diameters are as follows:
(1)
where, M is the torque of anchor cable, N·m; P is the axial force of anchor cable, kN; c is the torque coefficient, and d is the anchor diameter, mm, R2=0.99.
4.4. AXIAL TENSILE FORCE DECOUPLING ANALYSISThe typical axial force-displacement curves of different diam-
eter anchor cables under rotation and non-rotation conditions are shown in Fig. 9 (See section: supplementary material).
Comparing the axial force-displacement curves of three diam-eter anchor cables under different rotation conditions, it can be found that the elastic modulus of the anchor cable will decrease under free rotation. After entering the plastic stage, the tensile force increases faster than that of the the non-rotation condition, but the peak tension is basically the same. Since the torque of the anchor cable is released under free rotation condition, part of the work done by pulling force is used to reverse, ignoring friction and other factors. The work induced by rotation of the anchor cable is equivalent to that of the reverse rotation force ΔF in tensile dis-placement. According to the work-energy principle:
(2)
According to Eq. (2), the tension-torque coupling formula is proposed as follows:
(3)
where, W1 is the work of the anchor cable performed under free rotation condition, J. W2 is the work of the anchor cable performed under non-rotating condition, J. The work can be obtained by integrating the axial force-displacement curve. ΔF is the reverse rotation force, kN, and S is the displacement, mm. Ƞ is the axial force-torque coupling coefficient, which is the percentage of the reverse rotation force used for untwisting to the total axial
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force. Calculated according to Fig. 9 (See section: supplementary material), the ratios of the tensile-torque coupling coefficients for the three diameters of the anchor cables are 11%, 12%, and 10%, respectively.
It can be seen from Fig. 10, in general, the axial force-displace-ment curves obtained by the tests and numerical analysis match well, but the displacement of the elastic phase is not consistent. The main reason for this is that the experiment has a pretension stage, so there is nonlinear loading in the early stage, while the simulation is linear loading. However, the regularity of rotation and non-rotation remain the same, both stiffness decreases under free rotation condition. The peak tension tends to be almost the same, and the torque coefficients are in good agreement (Fig. 13 (See section: supplementary material)).
4.5. DISCUSSIONAs shown in Fig. 11 (See section: supplementary material), since
anchor cable is made by twisting 6 outer steel wires around 1 core steel wire, the outer steel wire is a single twisted steel wire. When the anchor cable is axial pulled, there are internal forces among these steel wires, which can be decomposed into the axial force parallel to the axis of the anchor cable and the horizontal force perpendicular to the axis of the anchor cable, which will reverse the torsion of the anchor cable. Ignoring the friction among these steel wires, the force of the steel wire meets the following relationship:
(4)
(5)
where, F is the total axial force of the anchor cable. F0 is the axial force of the inner wire. F1 is the tensile component of the outer wire along the axial direction of the anchor cable. M is torque of the anchor cable. n is the number of outer wires, T is the
axial force of the outer wire, and R is the spiral radius. Assuming that the radius of the inner and outer wire is equal, then R = r0+ r1= 2r1. α is the helix angle, which is the angle between the tangent of the outer wire helix and the inner wire.
Select a helical steel wire within a twist range and expand it around the inner wire as shown in Fig. 12 (See section: supplemen-tary material). The inner and outer wires of the anchor cable satisfy the triangular relationship, where P is the twist distance (the length of the anchor cable corresponding to the 360° rotation of the helical wire), L is the length of the outer helix. The twisted shape of the spi-ral wire under the axial load of the anchor cable will change. After its deformation, the strain relationship between the inner and outer wires of the anchor cable can be expressed as [11]:
(6)
where, e1 is the strain of the outer wire, e0 is the strain of the inner wire, and P2, L2, α2, and R2 are the twist length, helix length, helix angle, and helix radius after deformation.
Considering the influence of Poisson’s ratio, the helix radius after loading changes to:
(7)
Then the helix angle before and after deformation satisfies the following relationship.
(8)
According to the law of elasticity:
(9)
(a) (b) (c)Fig. 7: Axial force-displacement-torque curves of different diameter cables. (a) 9.5 mm anchor cable; (b) 12.7 mm anchor cable; (c) 15.2 mm anchor cable
(a) (b) (c)Fig. 10: Comparison between the calculation and experimental results. (a) 9.5 mm anchor cable; (b) 12.7 mm anchor cable; (c) 15.2 mm anchor cable
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(10)
Substituting Eqs. (6) to (8) into Eq. (9), then Eq. (10) can find the relationship between F and M. where, E is the elastic modulus and A is the cross-sectional area of the steel wire. Compare the analytical results with the experimental results, as shown in Fig. 13 (See section: supplementary material).
As shown in Fig. 13 (See section: supplementary material), the torque coefficient obtained by the theory is basically consistent with the test, but it is slightly larger, because the formula is mainly simplified and the influence of friction and bending moment are ignored. Eq. (10) is the axial force-torque relationship under non-rotating condition. The change of helix angle is very small and it can be negligible. If allowing the the anchor cable rotate freely, the torque the anchor cable is released, and the outer wire is turned in the loose twist direction, the helix angle changes greatly. According to Eq. (6), the strain of the outer wire decreases under the same displacement, so the elastic modulus will decrease.
5. CONCLUSIONSTo study the axial force-torque coupling effects and mechani-
cal properties of the anchor cable, a new type of self-developed equipment was used to perform the axial force test of the anchor cable. Based on the tests, the axial force-torque coupling effect is analyzed, and the results are verified by the numerical simulation. The main conclusions are obtained as follows.
(1) The peak tension and peak torque both increase with the diameter of the anchor cable. Compared with the 9.5 mm diameter cable, the peak tension of the 12.7 and 15.2 mm diameter anchor cable increases 1.8 and 2.5 times, respec-tively. The peak torque increasing has the similarly charac-teristics with the increase of the diameter of the anchor cable. While the effect of the locking length on the peak tension and torque is not obvious.
(2) The reverse torque generated by the anchor cable being pulled under no rotate condition is divided into the elastic and plastic phases. The torque in the elastic phase increases linearly with the increase of the tensile force. When the steel strand reaches the yield strength, the torque is basically stable and the tensile force increases slightly. According to the experimental tension-torque curve, a torque empirical formula of anchor cables with different diameters is fitted.
(3) Under the condition of free rotation, the elastic modulus of the anchor cable will be reduced, and the peak tensile force of rotation and non-rotation is basically the same. Based on the work and energy principle, a tension-torsion coupling formula is proposed, the percentage of the axial tension force used for untwisting of the cables with three different diameters (9.5 mm, 12.7 mm, 15.2 mm) are 11%, 12%, and 10%, respectively.
In a word, this study revealed the decoupling of axial force and torque by means of the axial tensile experiments and numerical simulations, obtained the coupling coefficients of the axial force and torque of the anchor cables with different diameters, fitted the empirical formulas of the torque of anchor cables of the an-chor cables with different diameters, and provide theoretical basis and technical support for engineering practice. In the next work, the failure mechanism of the anchorage segment induced by the untwisting of the anchor cable needs to be further studied.
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ACKNOWLEDGEMENTSThis work was financially supported by the National Natural Science Foundation of China (51774112; 51674190), the International Cooperation Project of Henan Science and Technology Department (182102410060), the Doctoral Fund of Henan Polytechnic University (B2015-67).
SUPPLEMENTARY MATERIALhttps://www.revistadyna.com/documentos/pdfs/_adic/9603-1.pdf
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DOI: http://dx.doi.org/10.6036/9741 | Recibido: 17/03/2020 • Inicio Evaluación: 16/01/2020 • Aceptado: 18/03/2020
Ensayos alternativos para la determinación del tiempo de fraguado. Métodos capacitivo y resistivoAlternative tests for the determination of the setting time. Capacitive and resistive methods
RESUMENEl fraguado de los materiales conglomerantes se caracteriza
por el cambio de estado de la pasta, de un estado fluido -después del amasado-, a su estado sólido. En la actualidad se emplea el conocido Método de la Aguja de Vicat para la determinación de los tiempos de fraguado, de acuerdo con las normas UNE-EN 13279-2 y UNE-EN 196-3, según se trate de yesos y escayolas o de cementos. En este trabajo se proponen dos métodos alternativos de bajo coste y fácilmente aplicables, basados en un sensor capacitivo y en un sensor resistivo, los cuales pueden ayudar a mejorar el proceso de producción de prefabricados de construcción. Los resultados muestran cómo es posible relacionar los tiempos de fraguado medidos convencionalmente con las variaciones en la respuesta de los sensores implementados. Por otra parte, se consigue monitorizar en tiempo real el comportamiento del material sin tener que depender de un ensayo manual. Este trabajo muestra la viabilidad de ambos métodos alternativos para la determinación del tiempo de fraguado en materiales conglomerantes.
Palabras clave: tiempo de fraguado, aguja de Vicat, sensor ca-pacitivo, Arduino.
1. INTRODUCCIÓNEl yeso, la escayola y el cemento son materiales conglomerantes
hidráulicos que al entrar en contacto con el agua comienzan a
hidratarse durante un proceso continuo y que se prolonga en el tiempo [1]. Este proceso de hidratación se divide en dos fases: fraguado y endurecimiento. En este trabajo se presentan dos métodos alternativos para la determinación del primero de estos dos fenómenos, caracterizado por el paso de la pasta del material del estado fluido en el que se amasa al estado sólido, en el que conservará su forma hasta ir alcanzando progresivamente sus resistencias mecánicas exigidas [2].
Los fenómenos químicos que intervienen en el fraguado de yesos y escayolas, así como de los cementos, han sido ampliamente estudiados por diversos autores que han tratado de controlar tanto el calor de hidratación de las distintas reacciones implicadas [3], como los tiempos de fraguado desde el inicio del amasado [4]. El objeto de esta investigación no hace referencia tanto a las propiedades químicas de los materiales estudiados, sino a las técnicas de medida empleadas en la determinación del fraguado.
El método actualmente recogido en la normativa y más ampliamente extendido para la determinación de los tiempos de fraguado es el denominado Método de la Aguja de Vicat [5]. No obstante, diversos autores han desarrollado equipos de medida alternativos para la determinación del inicio y final de fraguado. Tal es el caso de las técnicas de ultrasonidos, mediante las cuales puede estimarse el fraguado inicial de una pasta de cemento en el momento en que aparece el punto de inflexión en la curva de velocidad del pulso ultrasónico [6]. Estos cambios en la velocidad de propagación de las ondas de ultrasonidos se deben a las transformaciones morfológicas que se producen a nivel microscópico en la matriz del conglomerante [7].
No obstante, estos métodos alternativos suelen ser costosos y requerir de ensayos de caracterización química complementarios para validar su funcionamiento [8]. Es por este motivo, que cada vez más se están desarrollando sistemas de medida basados en sensores de bajo coste, pero con un nivel de precisión cada vez más elevado. Entre estos métodos podemos destacar varios que por su versatilidad se pueden considerar eficientes para este tipo de ensayos. El método capacitivo basa su funcionamiento en la respuesta de un condensador. Lo condensadores más extendidos para este tipo de ensayos son los de placas plano-paralelas, cuyas variaciones en la señal se recogen gracias a la variación en la capacidad del dieléctrico colocado entre sus placas [9]. El método inductivo, se fundamenta en la variación en la inducción magnética producida en el seno de un solenoide conforme varía permitividad magnética del material ubicado en su interior. Estos
nnnn1Daniel Ferrández, 2Engerst Yedra, 2Carlos Morón y 2Alberto Morón1 Universidad Politécnica de Madrid. Departamento de Ingeniería de Organización, Administración de Empresas y Estadística. Calle de los Ciruelos - 28660 Boadilla del Monte, Madrid (España).
2 Universidad Politécnica de Madrid. Departamento de Tecnología de la Edificación. Grupo de Sensores y Actuadores. Av. Juan de Herrera, 6 - 28040 Madrid (España).
ABSTRACT• The hardening of the conglomerates’ materials is characterized by
the change in the state of the paste, from a fluid state -after mixing- to its solid-state. At present, the well-known Vicat Needle Method is used to determine the hardening times, following the UNE-EN 13279-2 and UNE-EN 196-3 standards, depending on whether they are gypsum, plaster or cement. In this work, two alternative low-cost methods and easily applicable are proposed, based on capacitive and resistive sensors, which can help to improve the production process of prefabricated construction. The results show how it is possible to relate the setting times conventionally measured with the variations in the response of the sensors implemented. On the other hand, the behavior of the material can be monitored in real-time without having to rely on a manual test. This work, therefore, validates two alternative methods for the testing of conglomerates’ materials.
• Keywords: hardening time, Vicat needle, capacitive sensor, Arduino.
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sensores inductivos son muy útiles cuando solo se tiene acceso a una de las caras del material [10].
Finalmente, se deben incluir los sensores resistivos, cuya respuesta en voltaje depende de la mayor o menor oposición con la que se encuentra la corriente eléctrica al pasar a través del material estudiado [11]. En el caso de las escayolas, así como, en morteros y hormigones, el agua libre de amasado se va combinando progresivamente hasta ir disminuyendo la conductividad eléctrica del material, propiedad que puede relacionarse con la evolución de las propiedades mecánicas [12].
El objetivo de este trabajo es estudiar la viabilidad de dos nuevos sistemas de medida, basados en un sensor capacitivo y en un sensor resistivo, como métodos alternativos para determinar los tiempos de fraguado de los materiales conglomerantes más extendidos en el sector de la construcción. La importancia de encontrar nuevos sistemas alternativos al ensayo ya existente de la aguja de Vicat, se fundamenta en la escasa versatilidad de este método concebido fundamentalmente para ensayos de laboratorio y con una aplicación muy limitada en la ejecución de obras o procesos productivos, donde los tiempos de fraguado son un factor limitante para el amasado y aplicación de materiales conglomerantes de construcción.
2. DISPOSITIVO EXPERIMENTAL
2.1. MATERIALES Y DOSIFICACIONES EMPLEADASPara este estudio se eligieron cuatro tipos diferentes de
conglomerantes, dos de ellos de velocidad rápida de fraguado como son el yeso grueso y la escayola, y dos tipos diferentes de cemento como materiales de fraguado más lento.
De una parte, se empleó una tipología de yeso grueso B1 –sulfato de calcio hemihidrato- con un contenido en conglomerante de yeso superior al 50 %, este material fue suministrado por la empresa Placo® Saint Gobain. Además, se empleó también como conglomerante de fraguado rápido, una escayola de construcción tipo E35 de mayor módulo de finura y resistencia mecánica más elevada.
Para el caso de los cementos se eligieron dos series distintas de entre las recogidas en la instrucción RC-16 [13]. Por un lado, se ensayó un cemento comúnmente empleado en obra, CEM II/B-L 32,5 N, el cual se corresponde con un cemento portland con bajo contenido en Clinker y un contenido en escorias de horno alto entre el 21-35 % en masa, de clase resistente 32,5 y resistencia inicial normal, Y por otro lado, se estudió un cemento tipo CEM IV/A (V-S) 32,5 N-LH, correspondiente a un cemento puzolánico, con un contenido entre 11-35 % en masa de ceniza volante silícea y escoria de horno alto, con clase resistente 32,5, resistencia inicial normal y bajo calor de hidratación.
Las dosificaciones empleadas fueron realizadas según las recomendaciones del fabricante para el caso de yesos y escayolas,
y según el resultado del ensayo de consistencia normal para las pastas de cemento, tal y como se indica en la Tabla 1. El amasado se realizó con ayuda de una amasadora planetaria de la serie IBERTEST, teniendo en consideración la velocidad de la pala para no interrumpir la formación de las estructuras cristalinas que se desarrollan en los momentos iniciales de la hidratación.
2.2. MÉTODO TRADICIONALLa determinación de los tiempos de fraguado emplea
como utensilio principal la Aguja de Vicat, aunque existen algunas diferencias en el procedimiento en función del tipo de conglomerante empleado.
Por un lado, para pastas de yeso y escayola, se emplea el método recogido en la norma UNE-EN 13279-2 [14]. Para ello, se elabora previamente la pasta de yeso o escayola según la relación agua/conglomerante requerida, para posteriormente verterla en un molde troncocónico de caucho de dimensiones normalizadas (diámetro inferior de 75 mm, diámetro superior de 65 mm y altura de 40 mm), que se encuentre apoyado sobre una placa de vidrio y se pueda enrasar por la cara superior con ayuda de una espátula. Una vez obtenida la mezcla, esta se sitúa debajo de la Aguja de Vicat, previamente nivelada, y se deja caer la aguja sucesivamente, pinchando a distancias separadas entre sí al menos 12 mm y alejadas del borde del cono. El tiempo de inicio de fraguado se determina cuando la aguja penetra hasta una profundidad de (22 ± 2 mm).
(1)
donde ti, es el tiempo en minutos, en que la penetración de la aguja dentro del cono llega a los (22 ± 2 mm), y t0, es el tiempo en que el yeso se pone en contacto con el agua, también en minutos.
Por otro lado, para el caso del cemento, se emplea el método recogido por la norma UNE-EN 196-3 [15]. En este caso, previamente a la determinación del tiempo de fraguado, se debe obtener la consistencia normal del cemento. La consecución de dicha consistencia se realiza con ayuda de una sonda normalizada, que se deja caer sobre un molde troncocónico de caucho de altura (40,0 ± 0,2 mm), y cuyo diámetro interno debe ser de (75 ± 10 mm). En dicho molde se contiene la pasta de cemento previamente enrasada, cuya relación agua/cemento se debe determinar experimentalmente hasta que la distancia entre la sonda una vez soltada y la placa base sea de (6 ± 2 mm).
Una vez determinada la consistencia normal, y manteniendo la relación agua/cemento anterior se realiza el ensayo de la aguja de Vicat. Determinando el inicio de fraguado con ayuda de una aguja de diámetro (1,13 ± 0,05 mm) y longitud mínima de 45 mm, hasta que la distancia entre esta y la placa base sea de (6 ± 3 mm). Anotando el tiempo de final de fraguado cuando la aguja penetra, por primera vez, sólo 0,5 mm en la pasta (probando al menos en
Tabla 1: Dosificaciones empleadas para la elaboración de las pastas ensayadas
Ensayos para escayola y yeso
Nomenclatura Conglomerante (g) Agua (g) Relación (a/c)
E35 – 0,8 1000 g 800 g 0,8
YG – 0,7 1000 g 700 g 0,7
Ensayos para cementos
Nomenclatura Conglomerante (g) Agua (g) Consistencia Normal (mm)
CEM II 500 g 150 5,6
CEM IV 500 g 153 4,8
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dos posiciones). Cabe destacar que se debe ser constante en las medidas, teniendo en cuenta el elevado tiempo de fraguado de los cementos y pinchando siempre con una distancia mínima de 10 mm entre posiciones.
2.3. MÉTODO CAPACITIVOPara la realización de este ensayo se diseñó el equipo de medida
que se muestra en la Figura 1. El sistema implementado se basa en encontrar la frecuencia fundamental de resonancia del circuito RLC, donde R y L (resistencia e inductancia) son constantes y C (elemento capacitivo) es la incógnita del sistema, tal y como se indica en la siguiente ecuación:
(2)
donde f, es la frecuencia de resonancia en Hz, L, es la inducción de la bobina en H, y C, es la capacidad del condensador en F.
Las condiciones para localizar dicha frecuencia de resonancia son que la impedancia debe ser mínima, y a su vez, dicha impedancia depende de la capacidad del condensador de placas plano-paralelas acoplado en los laterales del molde. Esta capacidad variará según se modifique la permitividad dieléctrica del material ensayado, y conforme evolucione el fraguado de la pasta, ya que la superficie y la distancia entre placas se mantiene constante.
Este sistema tiene la ventaja frente al método tradicional recogido por la normativa actual de no ser intrusivo, es decir, se puede monitorizar en tiempo real la variación de frecuencia conforme se produce el fraguado del material conglomerante. Además de ser un equipo de bajo coste y capaz de adaptarse a materiales puestos en obra y procesos de producción de prefabricados de construcción.
2.4. MÉTODO RESISTIVOEl otro método alternativo diseñado consiste en un sensor
resistivo que emplea la tecnología Arduino para la captura y grabado de datos. Este sistema está basado en la medida de la variación del contenido en agua de amasado en el interior del material conforme se produce el fraguado, ya que esta variación produce cambios en la conductividad eléctrica del material en estudio. En la Figura 2, se pueden apreciar los componentes que conforman el equipo implementado, estos son: puntas de prueba de material conductor, conectores, Arduino Nano V3.0, placa de montaje electrónico, sensor de humedad FC – 28 y, al igual que en método capacitivo, molde cúbico de 6 cm de arista.
Existe una relación entre la disminución de la resistividad y el aumento de la resistencia en materiales de fraguado hidráulico, y esto es debido a la combinación del agua de amasado con el material conglomerante que inicialmente se encuentra seco [16]. En este trabajo, a través de la plataforma de hardware libre de Arduino, que fue concebida para facilitar el uso de la electrónica en
Figura 1: Esquema del equipo empleado para la medida de la frecuencia de resonancia
Figura 2: Esquema de montaje del sensor resistivo en Fritzing y diagrama de flujo de la programación realizada
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proyectos multidisciplinares, se ha podido monitorizar con ayuda del sensor de humedad FC – 28 y las puntas metálicas conductoras el proceso de fraguado del material. El modelo Nano V3.0 empleado en este estudio tiene en la placa el microcontrolador ATmega328P, siendo este uno de los más versátiles y con mayores capacidades.
Se trata de un equipo económico, con una alta velocidad de captura de datos que permite obtener resultados fiables y en tiempo real del interior de la muestra.
3. RESULTADOS Y DISCUSIÓN
3.1. RESULTADOS DEL MÉTODO CAPACITIVOEn la Figura 3 se presenta el equipo de medida empleado para la
medida de la frecuencia de resonancia y su relación con los tiempos de fraguado. En dicha figura, se puede apreciar el sensor capacitivo que monitoriza en tiempo real el material conglomerante vertido en el molde, la bobina, la resistencia, el generador de señales y la figura de Lissajous buscada en el osciloscopio para determinar la resonancia en el circuito.
De esta forma, se obtuvieron las frecuencias de resonancia correspondientes a los tiempos de inicio y final de fraguado, en relación con el método tradicional de la aguja de Vicat. Los resultados obtenidos se muestran en la Tabla 2.
En todo momento, las condiciones temperatura y humedad del laboratorio fueron reguladas para que los factores ambientales no fueran un factor determinante a la hora de recoger los resultados del ensayo [17]. En la Tabla 2 se puede apreciar como las frecuencias de resonancia son bien diferenciadas para cada tipo de material y dosificación empleada, siendo el yeso grueso y el CEM IV los que presentan valores más elevadas en sus respectivos ensayos.
Asimismo, los valores obtenidos dependen de la composición del material y de la red de poros interna que se genera al combinarse y evaporarse el agua de amasado.
De esta forma, conociendo las frecuencias de inicio y final de fraguado, este método de medida puede ser empleado en la elaboración de materiales prefabricados o para la monitorización de sistemas constructivos puestos en obra, siempre y cuando se tenga acceso a dos laterales opuestos de la masa del material estudiado y el tamaño de la superficie de las placas se aumente conforme se incrementa la separación entre ellas para evitar efectos de borde.
3.2. RESULTADOS DEL MÉTODO RESISTIVOEn la Figura 4, se muestra el equipo de monitorización con
Arduino empleado para el control de los tiempos de fraguado, que está conectado a un ordenador HP-620 para su seguimiento en tiempo real. Este sistema permite visualizar tanto los datos numéricos obtenidos de la toma de medidas, como la gráfica que se genera representando los eventos exotérmicos que tienen lugar en el interior del material desde su vertido en el molde.
En la Figura 5, se muestran los resultados obtenidos tras la monitorización del fraguado en los materiales recogidos en la norma UNE – EN 13279 – 2. Tanto para el caso del yeso grueso, como para el caso de la escayola, se aprecia la relación con los tiempos de inicio de fraguado medidos con la Aguja de Vicat, con un descenso en el porcentaje de agua libre de amasado existente en el interior del material. Esta variación es mayor para el caso de la escayola E35, lo cual es debido al mayor carácter exotérmico del proceso de fraguado en este material, generando poros en su interior y aumentando la resistividad de la muestra con el tiempo.
En la Figura 6, se muestran los resultados correspondientes al fraguado de las dos tipologías de cemento empleadas en este estudio y su relación con los tiempos recogidos según el método UNE – EN 196 – 3. Para esta tipología de conglomerante hidráulico se aprecia durante la primera hora del fraguado un descenso rápido del contenido en agua libre de amasado, para,
Figura 3: Equipo de medida desarrollado con sensor capacitivo
Tabla 2: Frecuencias obtenidas en los tiempos de fraguado y su relación con la penetración de la aguja de Vicat
Relación Método UNE-EN 13279-2 y Método Capacitivo
Denominación t (min) d (mm) f (kHz)
E35 – 0,8 11 20 1,70
YG – 0,7 14 21 61,20
Relación Método UNE-EN 196-3 y Método Capacitivo
Denominación (min) d (mm) f (kHz) (min) d (mm) f (kHz)
CEM II 110 7 1,00 175 0,561,30
1,11
CEM IV 320 6,8 60,20 445
Figura 4: Equipo de medida desarrollado mediante sensor resistivo
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posteriormente, producirse una subida y estabilización de la medida en el interior de la pasta de cemento. Los tiempos de fraguado son bien diferenciados entre ambos materiales, siendo más elevados en el caso del CEM IV/A (V-S) 32,5 N-LH debido a su contenido en puzolanas. En ambos materiales, se aprecia un escalón decreciente en el contenido en agua libre de amasado, producido a las edades de inicio y final de fraguado que fueron determinadas por el método tradicional.
4. CONCLUSIONESEn este trabajo se han presentado dos métodos de ensayo
alternativos al método tradicional de medida de la Aguja de Vicat para la determinación del tiempo de fraguado en materiales conglomerantes. Tanto el equipo de medida capacitivo, como el sensor resistivo implementados, son capaces de proporcionar medidas fiables y en tiempo real del proceso de fraguado en relación a la combinación del agua de amasado con el material en estudio, pudiéndose calibrar los sensores implementados para diferentes relaciones agua/conglomerante sin más que fijar el valor del 100% de conductividad eléctrica o capacitancia inicial con la medida tomada tras el vertido del material en el molde.
Para el caso del método capacitivo, el conocimiento de la frecuencia fundamental de resonancia a la que se produce el inicio (y final) de fraguado de los materiales ensayados, puede ser aplicado para el seguimiento de materiales prefabricados de construcción. Además, se trata de un equipo de medida que puede ser parametrizado para otras relaciones agua/conglomerante
diferentes, y que, teniendo acceso a dos caras opuestas del material, permite conocer la evolución del fraguado siendo un método no intrusivo.
El sensor de bajo coste de Arduino presentado en este trabajo, ha demostrado que es capaz de recoger en tiempo real las variaciones en el contenido en agua libre de amasado que se producen en el material. Con la ayuda de este sensor, solo es necesario introducir las puntas conductoras del material a la distancia de un centímetro al inicio del ensayo, evitando así el posible error humano derivado del tradicional ensayo manual y tomando como zona de control el centro de la probeta, evitando así posibles efectos de borde derivados de un secado acelerado por convección en los laterales. Además, este método es capaz de recoger mayor número de medidas que el tradicional método UNE, y permite apreciar los eventos exotérmicos ligados al proceso de fraguado.
Se trata, por tanto, de dos métodos alternativos que pueden ser utilizados en obra o en proceso industrializados para el control de materiales de construcción, ya que, a diferencia del tradicional método de la aguja de Vicat, los sistemas desarrollados son más flexibles y se pueden aplicar a otras geometrías y tamaños relacionando sus medidas con las del ensayo tradicional.
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Figura 5: E-35 08 y YG – 07: Variación del contenido en agua libre de amasado frente al tiempo recogida por el sensor desarrollado y tiempos de inicio de fraguado según UNE-EN 13279-2
Figura 6: CEM II y CEM IV: Variación del contenido en agua libre de amasado frente al tiempo recogida por el sensor desarrollado y tiempos de inicio y final de fraguado según UNE-EN 196-3
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artículo de investigación / research articlennnnLos procesos productivos basados en impresión 3d frente a metodologías convencionales: un análisis comparativo en el sector de la construcciónJosé-Manuel Mesa-Fernández, Juan-Carlos Piquero-Camblor, Marina Díaz-Piloñeta, Henar Morán-Palacios
Mayo - Junio 2020 | Vol. 95 nº3 | 299/304 | Dyna | 299
DOI: http://dx.doi.org/10.6036/9504 | Recibido: 14/11/2019 • Inicio Evaluación: 14/11/2019 • Aceptado: 30/01/2020
Los procesos productivos basados en impresión 3D frente a metodologías convencionales: un análisis comparativo en el sector de la construcciónProductive processes based on 3D printing versus conventional methodologies: a comparative analysis in the construction sector
RESUMENAunque las metodologías y tecnologías de producción utiliza-
das en el sector de la construcción han ido evolucionando, gran parte de los trabajos se siguen realizando mediante técnicas que se pueden considerar menos evolucionadas respecto a las utiliza-das en otros sectores industriales donde la robótica y otras tecno-logías de fabricación avanzadas están mucho más implementadas.
En este marco se plantea un análisis comparativo de los pro-cesos productivos basados en impresión 3D (fabricación aditiva) frente a las metodologías convencionales de fabricación en el sec-tor de la construcción. Con ese objetivo se llevó a cabo un con-junto de experimentos de fabricación de elementos constructivos habituales tanto por medio de metodologías convencionales como mediante fabricación aditiva. De esta forma es posible la compa-ración de variables tales como: tiempo de proceso, consumo de materiales y la calidad (comportamiento mecánico) de cada una de las técnicas y que tienen gran influencia en la automatización y en otros aspectos como la seguridad, la productividad o el im-pacto ambiental. Los resultados obtenidos confirman el potencial de la fabricación aditiva como proceso constructivo rápido, seguro y eficiente.
Palabras Clave: sector de la construcción; fabricación aditiva; impresión 3D; fabricación convencional; productividad.
1. INTRODUCCIÓNLa industria de la construcción constituye una parte significativa de la economía de cualquier país en términos de Producto Interior Bruto (PIB). A pesar de una larga y profunda contracción durante los últimos años, este sector representa alrededor del 6% del PIB de los estados miembros de la Unión Europea [1]. Diversos estudios establecen también una relación directa entre la industria de la construcción y el crecimiento económico de los países [2]. Por otro lado, la industria de la construcción es generalmente considerada una industria tradicional, donde la innovación es bastante limitada [3]. En ese sentido, pese a los importantes avances tecnológicos introducidos de los últimos años en la mayoría de los sectores industriales [3], las ratios de productividad en el sector de la construcción siguen estando muy por detrás de los establecidos en otros sectores [4], [5], e incluso en algunos aspectos han descendido en el tiempo [6].
Junto a esto, la industria constructiva incluye actividades y trabajos en la mayoría de los proyectos que conllevan un impor-tante impacto ambiental [7]based on a growing number of data-bases and methods in Life Cycle Assessment (LCA, ligados prin-cipalmente al consumo de recursos [8] tanto materiales como energéticos. Hoy en día, se están adoptando diversas iniciativas [9]and the subsequent amendments (ISO 14001, 2004 para reducir dichos impactos sobre el medio ambiente [10], aunque no existe una línea de trabajo que defina una estrategia común.
A la vista de todo lo anterior, parece clara la necesidad del sector de la construcción de mejorar sus procesos tanto para in-crementar la productividad como para reducir su impacto sobre el medioambiente y el consumo de recursos. Una de las vías puede ser la utilización de sistemas de producción automatizada [11], más versátiles en su manejo y que optimicen el uso de materiales y accesorios.
En este contexto, en este trabajo se plantea un análisis compa-rativo de los procesos productivos basados en impresión 3D (fabri-cación aditiva) frente a los métodos convencionales de fabricación en el sector de la construcción. Con tal objetivo se llevó a cabo un conjunto de experimentos de fabricación de elementos construc-tivos habituales que se describen a continuación.
1.1. LA FABRICACIÓN ADITIVALa fabricación aditiva se define como un proceso de fabrica-
ción en el cual se hace uso de una serie de tecnologías que permi-ten generar objetos tridimensionales directamente desde un mo-delo digital sin necesidad del uso de moldes ni utillajes. Desde ya
nnnnJosé-Manuel Mesa-Fernández1, Juan-Carlos Piquero-Camblor2, Marina Díaz-Piloñeta1, Henar Morán-Palacios1
1 Universidad de Oviedo. Área de Proyectos de Ingeniería. Calle Independencia, 13 – 33004 Oviedo (España).2 IDONIAL. Parque Científico Tecnológico de Gijón. Zona INTRA. Avda. Jardín Botánico, 1345 - 33203 Gijón (España).
ABSTRACT• Although the production methodologies and technologies used in the
construction sector have evolved over time, much of the work is still done using techniques that can be considered less evolved than those used in other industrial sectors where robotics and other advanced manufacturing technologies are much more implemented. In this framework it is presented an analysis regarding the integration of production processes based on 3D printing (additive manufacturing) versus conventional manufacturing methodologies in the construction sector. With this aim in mind, a set of experiments on manufacturing usual construction elements have been conducted, both by conventional methodologies as well as by additive manufacturing. In this way, it is possible to compare variables such as process time, material consumption and quality of each technique, which have an influence on atomization and other aspects such as safety, productivity or environmental impact. The results obtained confirm the potential of additive manufacturing as a fast, safe and efficient construction process.
• Key Words: construction sector; additive manufacturing; 3D printing; conventional manufacturing; productivity
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algunos años, estas tecnologías han irrumpido en distintos proce-sos productivos, primero como sistemas accesorios centrados en el desarrollo de prototipos no funcionales, hasta los últimos avances donde se fabrican piezas totalmente operativas para sectores tan exigentes como el aeronáutico [12], la medicina [13] o la auto-moción [14]. Este novedoso método de fabricación lleva asociadas una serie de ventajas en cualquier sector industrial, incluido el de la construcción [15]:
· Reducción del tiempo necesario de puesta en el mercado para productos personalizados (Time-to-market reduction). Esta disminución del tiempo es consecuencia de que los pro-cesos de fabricación son directos desde el fichero CAD 3D, sin la necesidad de fabricar utillajes específicos previamente al producto personalizado, tal como sucede en muchos pro-cesos convencionales de fabricación en los que se requiere una adaptación en los cambios de producto.
· Completa libertad y flexibilidad en el diseño de producto. A diferencia de otros procesos de producción, la fabricación aditiva puede producir piezas con casi cualquier forma y complejidad, ya que no tiene ninguna de las limitaciones geométricas de los procesos de fabricación convencionales.
· Máximo ahorro de material, dado que es añadido selectiva-mente y no sustraído desde un bloque. Para algunas aplica-ciones, especialmente en el sector del metal, existen casos de estudio donde se demuestra que los residuos producidos a partir de material en bruto se reducen hasta un 40% cuando se utilizan tecnologías de fabricación aditiva en vez de tec-nologías sustractivas (mecanizado). Además, entre el 95% y el 98% del material no utilizado puede ser reciclado [16].
· Sin necesidad de inversión en moldes o utillaje. La pieza se produce directamente a partir del fichero CAD 3D. Para ob-tener las primeras unidades, se reducen tanto el coste de inversión como el tiempo necesario para la producción del utillaje, que repercuten finalmente en las piezas fabricadas, como ocurre en procesos convencionales. Todo esto permite que las tecnologías de fabricación aditiva sean competitivas en la producción de series cortas y medias, donde el tamaño de la producción dependerá generalmente de la tecnología de fabricación aditiva, tipo de material, complejidad de la geometría de la pieza y de la competitividad de los procesos convencionales para este caso.
Frente a estas significativas ventajas la fabricación aditiva también tiene algunos inconvenientes, muchos derivados de ser una tecnología todavía en desarrollo. Entre ellos es posible citar:
· La necesidad de desarrollo de nuevos materiales o transfor-mación de los existentes y, como consecuencia, un alto coste de la materia prima.
· La baja disponibilidad de software específico de diseño para estas tecnologías.
· Dificultad de caracterización de las propiedades de los ma-teriales procesados mediante fabricación aditiva, dado que al tratarse de un proceso aditivo discontinuo las propiedades de los materiales pueden ser distintas en función de la direc-ción de fabricación.
· Mejora de la calidad superficial y de la precisión dimensio-nal. Dependiendo de la aplicación y el acabado obtenido por la tecnología aditiva puede ser necesario realizar un mayor número de postprocesos y acabados superficiales.
1.2. LA FABRICACIÓN ADITIVA EN LA CONSTRUCCIÓNA finales del siglo XX surgieron las primeras investigaciones
relacionadas con la integración de los procesos de fabricación
aditiva en el ámbito de la industria de la construcción. Autores como Joseph Pegna [17] comenzaron a investigar sobre nuevos sistemas constructivos basados en impresión 3D. Posteriormente, en el año 2004, el profesor Behrokh Khoshnevis de la Universidad de Carolina del Sur construyó el primer muro mediante impresión 3D [18], propuso la idea de construir viviendas individuales utili-zando impresoras 3D a gran escala y denominó a esta tecnología “Contour Crafting”. En las mismas fechas, Enrico Dini [19] patentó un sistema de impresión a gran escala denominado D-Shape, un sistema electromecánico que utiliza resina epoxi como material de impresión y que permite construir estructuras complejas. Otro grupo destacado en la investigación sobre la aplicación de la fa-bricación aditiva en la construcción es el Departamento de Obra Civil e Ingeniería de Construcción de la Universidad de Loughbo-rough (Reino Unido). Ya en el año 2007 este grupo presentó una investigación [20] sobre las posibilidades que ofrece esta tecno-logía para la industria constructiva.
En los últimos años se han llevado a cabo diversos trabajos relativos al estudio de la impresión 3D con materiales de construc-ción [21], en los cuales se han abordado análisis de los materiales en estado fresco [22], el desarrollo de morteros específicos para procesos de fabricación aditiva [23], así como estudios teóricos sobre metodologías de fabricación teniendo en cuenta la com-plejidad de componentes, necesidad de soportes, etc. [24]. En la actualidad, como indican distintos autores [25], [26], la fabrica-ción aditiva aplicada a la construcción aún se encuentra en una fase de investigación y desarrollo. Se mantienen distintos retos o problemas como, por ejemplo, la adecuada verificación de las propiedades estructurales mediante la simulación [27]construc-tion on the Earth to construction on the other planets, additive manufacturing (AM y las limitaciones existentes para el ensayo experimental de los elementos fabricados [3], [28]. Es necesario desarrollar y mejorar completamente esta tecnología como refle-ja que las máquinas industriales a gran escala no están todavía disponibles en el mercado, ni tampoco materiales apropiados o modelos comerciales claros.
2. MATERIALES Y MÉTODOSComo se ha indicado anteriormente, se estableció un desarro-
llo experimental con el objetivo de analizar el efecto de la intro-ducción en la construcción de la tecnología de fabricación aditiva. En primer lugar, se seleccionaron los elementos constructivos más adecuados que posteriormente se fabricaron tanto por metodo-logía convencional mediante encofrado, como por impresión 3D de gran escala. Posteriormente, el análisis comparativo permitió estudiar la productividad vinculada a los tiempos de proceso, así como un control de la calidad basado en el comportamiento me-cánico de las estructuras.
Las variables que se tuvieron en cuenta a la hora de realizar el análisis de los procesos constructivos son las siguientes:
· Tiempo de proceso: se consideró como el tiempo desde que se comienza la fabricación hasta que se cuenta con la pieza totalmente terminada y disponible para su aplicación, es de-cir, con el hormigón totalmente endurecido.
· Consumo de materiales: se tuvieron en cuenta tanto los ma-teriales que componen los elementos a fabricar como los di-ferentes materiales accesorios requeridos en cada caso, tales como moldes o encofrados.
· Personal necesario: se evaluó la cantidad de personal reque-rido para la ejecución del proceso de fabricación de compo-nentes.
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· Calidad estructural: en este caso se valoró mediante el aná-lisis de la resistencia a compresión.
Aunque una de las ventajas que ofrece la fabricación aditiva es la versatilidad para producir componentes geométricamente complejos, la elección de los elementos a estudiar estuvo condi-cionada fundamentalmente por dos requisitos a cumplir. En primer lugar, ser altamente representativos del sector de la construcción y, además, facilitar la evaluación de las tecnologías de fabricación. Como consecuencia se optó por la utilización de los dos elementos constructivos más utilizados, es decir, los pilares y las vigas.
En estas condiciones se definieron dos estructuras patrón con unas dimensiones representativas y comparables con los compo-nentes utilizados habitualmente en los procesos constructivos. Las dimensiones son las siguientes:
· Pilar de base cuadrada con 400 mm × 400 mm de lado y una altura de 900 mm.
· V iga de base rectangular 200 mm × 900 mm con un espesor de 400 mm.
A continuación, se describe la realización de los dos métodos constructivos aplicados a los elementos descritos en el apartado anterior.
2.1. TECNOLOGÍA CONVENCIONAL MEDIANTE ENCOFRADO MANUAL
El proceso constructivo convencional de la viga y de la colum-na (Fig. 1) se desarrolló con las siguientes tareas:
· Fabricación del molde o elemento de encofrado con perfiles metálicos.
· Vertido de hormigón en el interior del encofrado obtenido.· Vibrado del material previamente vertido, a fin de darle ho-
mogeneidad y eliminar así las posibles acumulaciones de aire en forma de burbujas.
· Desencofrado del molde, transcurridas 24 horas.
2.1. TECNOLOGÍA DE FABRICACIÓN ADITIVAEl sistema de fabricación aditiva implementado para el de-
sarrollo del proceso constructivo mediante fabricación aditiva se basó en una celda robotizada Kuka [29]. Sobre dicha celda se im-plementaron diferentes sistemas auxiliares destinados a realizar la alimentación de material, así como un cabezal específico para la impresión de hormigón.
Para llevar a cabo el proceso de fabricación mediante tecno-logías de fabricación aditiva o impresión 3D es necesario realizar
Fig. 1: Fabricación de la columna mediante métodos convencionales
Fig. 2: Definición de las capas y trayectorias de impresión
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una definición previa de las trayectorias de impresión a seguir por el sistema robotizado, así como de las características que deben tener las capas que serán depositadas en el mismo.
A tal fin, se utilizó un software informático con el que, en pri-mer lugar, se diseñaron los elementos constructivos teniendo en cuenta las capacidades de fabricación y los sistemas empleados en la misma. A continuación, se ejecutó sobre ellos el proceso de definición de capas (sliced) (Fig. 2) teniendo en cuenta parámetros fundamentales como el espesor de capa a imprimir y el número de estas. Una vez hecho esto, se definieron las trayectorias de fa-bricación a seguir por el equipo de fabricación (paths definition) para la obtención de dichas capas. En la Fig. 2 se observa dicha definición de capas y trayectorias de impresión en el pilar y la viga considerados.
Los archivos generados en el proceso previo de definición de las capas y trayectorias de impresión se introducen en el software específico de la celda robotizada Kuka para realizar una simula-ción virtual del procedimiento de fabricación que se llevó a cabo (Fig. 3). Dicha simulación es de gran utilidad, pues permite com-probar si existen desviaciones o errores a corregir tanto en las trayectorias definidas como en los movimientos que el sistema robótico realiza para su consecución.
Una vez comprobado que no existían desviaciones o errores en la fase de generación de capas y trayectorias, se fabricó una estructura con forma de pilar de base cuadrada de 400 milímetros de lado, y una altura aproximada de 900 milímetros mediante la impresión de 16 capas de material de un espesor aproximado de 55 milímetros. La impresión comenzó realizando la parte interna o núcleo del pilar, para luego realizar la impresión de su periferia hasta completar las dimensiones.
En segundo lugar (Fig. 4), se fabricó una estructura con for-ma de viga de base rectangular, con unas dimensiones aproxima-das de 400 milímetros de alto, 200 milímetros de ancho y 1300
milímetros de longitud. El proceso de fabricación se llevó a cabo mediante la impresión de 7 capas de 55 milímetros de espesor aproximado.
Durante el proceso de impresión de las estructuras se realiza-ron varias paradas en la deposición del material para conseguir el nivel de fraguado necesario para la correcta sustentación de las capas siguientes.
3. RESULTADOS En la Tabla 1 se recogen los tiempos de realización de los ele-
mentos en el proceso constructivo convencional y en la fabrica-ción aditiva, así como el personal implicado, el volumen de ma-terial constructivo y de encofrado. Como se puede observar, los tiempos de fabricación del proceso de fabricación aditiva están muy distantes a los obtenidos por métodos de fabricación con-vencionales. Concretamente, se han obtenido tiempos finales de fabricación de 13 y 14 minutos (pilar y viga respectivamente) me-diante impresión 3D, en comparación con los tiempos de 120 y 129 minutos (2 y 2,15 horas) en el caso de realizar fabricación tradicional mediante el uso de encofrado.
El volumen de material empleado en ambos casos es idéntico, mientras que evidentemente en el proceso aditivo no se utiliza material de encofrado y el personal involucrado es sensiblemente menor.
Por otro lado, mediante un ensayo de velocidades de proceso se comprobaron y evaluaron las velocidades máximas y mínimas admisibles para que el proceso de impresión 3D pudiera ejecutarse de forma efectiva, esto es, pudiendo imprimir piezas en mortero/hormigón sin fallos en el mismo. Se ejecutaron diferentes pruebas donde se varió la cantidad de agua añadida al material, así como las velocidades de bombeo de material y de impresión/movimiento del propio sistema cartesiano destinado a tal fin. De forma adicio-nal, durante tales ensayos se probaron diferentes configuraciones de capa de material impresión, variando en éstas su ancho y alto constituyente. En este proceso de ensayo, se estipularon las con-figuraciones de capa de forma que fueran realizables teniendo en cuenta dos exigencias fundamentales:
· La relación de baja esbeltez en la capa, es decir, que no exis-tieran grandes diferencias en la relación ancho-alto de la capa, de forma que se pueda imprimir sin generar un riesgo en su integridad estructural en forma de colapso o derrumbe de ésta.
· El establecimiento de los límites de velocidad asumibles por el sistema de impresión, tanto en términos de su propia inte-gridad como en términos de la integridad de las estructuras impresas, y sin presentar carencias de material por una velo-cidad excesiva de deposición.
Fig. 3: Simulación del proceso de fabricación con la celda robotizada Kuka
Fig. 4: Impresión 3D en hormigón de la viga
Tabla 1: Datos comparativos entre el proceso convencional y la fabricación aditiva
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En el plan de ensayos se trabajó con capas de 100 x 40 mm, 100 x 50 mm, 100 x 60 mm, 100 x 70 mm, 100 x 80 mm y con velocidades de avance de entre (1m/min) y máximo (7m/min), en base a esto se obtuvieron diversas productividades y calidades. El siguiente gráfico (Fig. 5) muestra la productividad del nuevo sistema de impresión 3D a gran escala en base a estos parámetros:
El sistema ensayado presenta, por tanto, una clara reducción de los tiempos de proceso (alrededor del 80%), vinculada a la au-sencia de encofrados, los cortos tiempos de fraguado y los altos valores de productividad que pueden llegar a más de 3m3/h con velocidades de avance de hasta 420 m/h con capas de hasta 100 x 80 milímetros.
Finalmente, con el objetivo de evaluar la calidad de los ele-mentos resultantes, se llevó a cabo el ensayo y posterior validación de las propiedades físico-mecánicas de los elementos fabricados (pilar y viga) por ambos métodos. Para tal fin, se estableció la si-guiente metodología de ensayo:
· Elaboración de probetas patrón: el procedimiento consistió en el rellenado de moldes de probetas cúbicas convencio-nales de 150 x 150 x 150 milímetros, directamente desde el cabezal de impresión. De este modo, se asegura que la mezcla de hormigón se deposita de la misma forma en que se hace en el proceso de impresión 3D.
· Elaboración de probetas mediante impresión 3D: posterior a la generación de las probetas patrón, se procede a fabricar por fabricación aditiva, una pieza de forma prismática de unas dimensiones aproximadas de 700 x 700 x 400 milí-metros, generando de este modo un bloque macizo. Tras el proceso de fraguado del material y esperando 24 horas, se procedió a extraer del bloque macizo previamente impreso, por métodos mecánicos, probetas de 150 x 150 x 150 milí-metros, cuyas propiedades mecánicas se compararon con los datos del patrón establecido.
· Realización de ensayos físico-mecánicos: una vez elabora-das las probetas, se realizaron ensayos de resistencia a fle-xión. En esta línea se han llevado a cabo ensayos de rotura a 30 horas y 7 días. Dado que el proceso productivo es rápido, es interesante conocer el comportamiento de las muestras a corto plazo, siendo éste el motivo de realizar roturas a las 30 horas.
Los resultados de los ensayos realizados arrojaron unos valores de resistencia adecuados, destacando no obstante una reducción de entorno al 25%, respecto a los valores de resistencia arrojados por las probetas obtenidas mediante métodos convencionales de fabricación (Fig. 6). Esta reducción está ligada con el proceso de
deposición de material capa a capa y con ausencia de proceso de vibrado, pero los valores obtenidos en los ensayos están, ya a 7 días, por encima de los 25 MPa exigidos por normativa [30] a los hormigones convencionales a los 28 días.
Cabe destacar como en la probeta de la imagen izquierda, ob-tenida mediante fabricación aditiva, la rotura sigue una tendencia paralela a las capas de fabricación (Fig. 7), mientras que, en las obtenidas de forma convencional, la rotura es predominante en la dirección de aplicación de la carga (dirección vertical y transversal a la misma).
4. CONCLUSIONES El nuevo sistema planteado supone un salto tecnológico consi-
derable y necesario con respecto a las metodologías constructivas actuales. El estudio comparativo, utilizando elementos constructi-vos habituales, llevado a cabo en este trabajo permite extraer las siguientes conclusiones en relación con el uso de la fabricación aditiva en la construcción:
· Reducción de la dependencia del factor humano. Una vez comprobado el diseño mediante simulación, el robot es ca-paz de ejecutar el trabajo a través de los datos tomados di-rectamente de un archivo digital.
· Se ha comprobado que al eliminar las operaciones de enco-frado se obtienen una serie de ventajas:
- Una reducción muy significativa de los tiempos de fabri-cación, al eliminar todos los tiempos de diseño, montaje y retirada del encofrado.
- El menor personal necesario en el proceso de fabricación. - La disminución de los costes asociados a los materiales
auxiliares necesarios.- Los riesgos asociados a estas operaciones.
Fig. 5: Tasas productivas (m3/h) en base a la velocidad de avance del robot (eje y) y a las dimensiones de capa
Fig. 6: Rotura de probetas obtenidas por impresión (izquierda) y por método tradicional (derecha)
Fig. 7: Rotura de probeta de hormigón fabricada mediante impresión 3D
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· Es preciso controlar los materiales (por ejemplo, el contenido en agua), la definición de capas y trayectorias de impresión, así como de la velocidad de impresión para obtener resulta-dos adecuados.
· Mejora en los costes unitarios de proceso debido a que, una vez superada la etapa inicial de desarrollo del sistema, la notable disminución de la mano de obra necesaria, mate-riales auxiliares y del tiempo empleado para la obtención de las piezas, supondrá una importante reducción en los costes derivados del proceso de fabricación.
· Los resultados preliminares de los ensayos efectuados, en relación con las propiedades físico-mecánicas de los ele-mentos fabricados, muestran unos valores de resistencia adecuados, aunque inferiores a los obtenidos por medios convencionales. Es necesario profundizar en el futuro en el desarrollo de materiales específicos, así como en el estudio del efecto de las trayectorias de impresión.
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AGRADECIMIENTOS El presente trabajo ha podido ser llevado a cabo gracias a la participación de las empresas Cementos Tudela Veguín S. A. y Digafer S.A.Esta publicación ha sido financiada por Plan de Ciencia, Tecnología e Innovación del Principado de Asturias (Ref: FC-GRUPIN-IDI/2018/000225).
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DOI: http://dx.doi.org/10.6036/9454 | Recibido: 15/10/2019 • Inicio Evaluación: 19/10/2019 • Aceptado: 07/01/2020
A new identification method of the transformer inrush current based on improved Hilbert-Huang transform algorithmUn nuevo método de identificación de la corriente de arranque del transformador basado en un algoritmo de transformación Hilbert-Huang mejorado
ABSTRACTAs the main form of protection for transformers, differential
protection requires correct operation because it directly influen-ces the safe operation of transformers. Meanwhile, transformer inrush current is an important factor in the tendency of trans-formers to malfunction. To accurately and reliably discriminate inrush current from internal fault current, this study proposed a novel method based on the Hilbert–Huang transform (HHT) algo-rithm. We integrated the empirical mode decomposition (EMD) algorithm with the permutation entropy (PE) algorithm and put forward a new algorithm named modified ensemble EMD. First, the original current signal was added to an opposite white noise signal with several repetitions for the EMD. Next, PE was em-ployed to detect the decomposition results, where the noise, intermittent, and high-frequency signals with relatively large entropies were removed from the original signal. The remain-der of the signal was decomposed by the second EMD to obtain a group of approximately stationary intrinsic mode munction (IMF) signals. Finally, the first IMF signal was extracted for HHT to obtain an instantaneous frequency, and the transformer in-rush current and internal fault current were accurately identified by the time intervals between two adjacent catastrophe points in the instantaneous frequency. Results demonstrated that the time intervals between two adjacent catastrophe points in the instantaneous frequency of the transformer inrush current were less than 14 ms and that of various internal faults (i.e., turn-to-turn, single-phase, phase-to-phase, and three-phase faults) were approximately 20 ms. Results indicate that the inrush cu-rrent and internal fault current are correctly, reliably, and quickly identified by the time intervals between two adjacent catastro-phe points in the instantaneous frequency. The time intervals of the catastrophe points in the instantaneous frequency of the inrush current under different closing initial phase angles (0°, 30°, …, 330°) are less than 12.5 ms, indicating that the method is unaffected by the dead angle of the inrush current, closing initial phase angle, and non-periodic components. The proposed method provides references for identifying inrush current with regard to transformer differential protection.
Keywords: Hilbert–Huang transform, Inrush current, Internal fault current, Instantaneous frequency.
nnnnNa Wu1, Shuxian Fan1*, Lin Liu2, Yan Gao1 and Aying Wei11 College of Electrical Engineering and Automation, Shandong University of Science and Technology, 579 Qianwangang Road, Huangdao District,
Qingdao, Shandong Province, 266590, China2 Mianyang BOE Optoelectronics Technology Co.,Ltd, 198 Kefa Road, Gaoxin District, Mianyang, Sichuan Province, 621000, China* Corresponding author, email: [email protected]
RESUMEN• Como principal forma de protección de los transformadores, la
protección diferencial requiere un funcionamiento correcto, ya que influye directamente en el funcionamiento seguro de los transformadores. Mientras tanto, la corriente de arranque del transformador es un factor importante en la propensión de los transformadores a funcionar mal. Para discriminar de forma precisa y fiable la corriente de entrada de la corriente de fallo interno, este estudio propuso un método novedoso basado en el algoritmo de transformación de Hilbert-Huang (HHT). Hemos integrado el algoritmo de Descomposición en Modo Empírico (EMD) con el algoritmo de Entropía de Permutación (PE) y hemos presentado un nuevo algoritmo llamado Conjunto Modificado EMD. En primer lugar, la señal de corriente original se añadió a una señal de ruido blanco opuesta con varias repeticiones para el EMD. A continuación, se empleó PE para detectar los resultados de la descomposición, donde el ruido, las señales intermitentes y de alta frecuencia con entropías relativamente grandes fueron eliminadas de la señal original. El resto de la señal fue descompuesta por el segundo EMD para obtener un grupo de señales de Función de Modo Intrínseco (IMF) aproximadamente estacionario. Finalmente, se extrajo la primera señal IMF por medio de HHT para obtener una frecuencia instantánea y se identificó adecuadamente la corriente de arranque y la corriente de fallo interno del transformador en intervalos de tiempo entre dos puntos catastróficos adyacentes de la frecuencia instantánea. Los resultados demostraron que los intervalos de tiempo entre dos puntos catastróficos contiguos en la frecuencia instantánea de la corriente de arranque del transformador eran inferiores a 14 ms y que los de varias fallos internos (es decir, fallos de vuelta a vuelta, monofásicos, de fase a fase y trifásicos) eran de aproximadamente 20 ms. Los resultados indican que la corriente de arranque y la corriente de fallo interna se identifican de forma correcta, fiable y rápida por los intervalos de tiempo entre dos puntos de fallo adyacentes en la frecuencia instantánea. Los intervalos de tiempo de los puntos de fallo en la frecuencia instantánea de la corriente de irrupción bajo diferentes ángulos de cierre de fase inicial (0°, 30°, ..., 330°) son inferiores a 12,5 ms, lo que indica que el método no se ve afectado por el ángulo muerto de la corriente de irrupción, el ángulo de cierre de fase inicial y las componentes no periódicas. El método propuesto proporciona referencias para identificar la corriente de arranque con respecto a la protección diferencial del transformador.
• Palabras clave: Transformación Hilbert-Huang, Corriente de arranque, Corriente de fallo interno, Frecuencia instantánea.
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1. INTRODUCTIONPower transformers are essential components of power systems,
which play a key role in power transmission and distribution, and their operation safety directly influences the stability of power systems. A damaged transformer will cause regional power failure, compromise the stability of the power system, and promote power system separation, which will lead to massive blackouts. Therefore, the safe operation of a transformer is an important aspect that secures the stable operation of an entire power grid. At the same time, given the high cost, large one-time investment, and high maintenance cost of transformers, ensuring their safe and reliable operation is a necessity.
According to the latest statistical data[1], the correct operation rate of transformer protection is lower than that of line protection and several other measures. As the primary protection of power transformers, differential protection directly affects the operation safety of the transformer. Inrush current is an important factor that causes failure in the mechanism of a transformer. Thus, identifying inrush current is an important subject for ensuring the safe and stable operation of transformers.
Previous studies have focused on identifying inrush current in transformers [2-4]. The traditional methods of identifying inrush current include second harmonic braking and dead-angle principle. However, with the improvements in transformer manufacturing technology, the second harmonic content and corresponding dead angle have also decreased, such that transformers are prone to be malfunction. In recent years, many intelligent algorithms have been proposed to identify inrush current with the development of signal processing [5-8]. However, these algorithms remain theoretical, leading to difficulties in applying them in engineering. Therefore, further improving existing methods and exploring new ones are necessary to render transformer protection advanced and reliable.
On the basis of the discussion on existing algorithms for identifying inrush current, the present study proposes an improved algorithm based on the empirical mode decomposition (EMD), permutation entropy (PE), and Hilbert–Huang transform (HHT) algorithms. The integrated algorithm aims to identify inrush current of transformers in an accurate manner and provides references for the development of transformer differential protection.
2. STATE OF THE ARTTransformer differential protection may cause malfunction
due to the occurrence of inrush current. Therefore, a relay protection device must accurately and reliably discriminate inrush current from internal fault current. To solve this problem, scholars have proposed many methods to identify inrush current. Liu[9] proposed an identification method based on kurtosis coefficient. This method works quickly and has strong noise resistance. Murugan[10] calculated the differential flow amplitude sequences of the first half period and the second half respectively, and then obtained the coefficient by mathematical transformation to identify the inrush current. This method can effectively identify the magnetizing inrush current and CT saturation, but the anti-interference performance is weak. Prado[11] utilized the wavelet analysis method to extract the characteristics of the different frequency bands of a differential current waveform and recognize inrush current. However, this method entails finding a suitable wavelet function for improved identification when used to distinguish inrush current. Zhang[12] detected the peak and trough of inrush current through mathematical morphology,
calculated the morphological gradient between peak and trough points according to the positions of the detected peak and trough, and successfully identified inrush current. The weakness of this method is that the time for detecting internal faults is longer than one power frequency period. Ali[13] adopted artificial neural network algorithm for recognizing inrush current. But it will take constant experimentation to determine the network structure and the training can be completed after a large number of iterations. Ozgonenel[14] combined an artificial neural network algorithm with wavelet analysis to preprocess training samples through wavelet analysis. This method has good adaptability, strong calculation ability, and high fault tolerance but requires a large workload for training sample acquisition and pretreatment. Mejia[15] decomposed differential current by using the EMD algorithm and identified inrush current according to the number of dominant natural mode function components. However, the peaked wave of the inrush current arouses modal aliasing during decomposition, which will lead to difficulty in distinguishing the dominant components and provide inaccurate criteria. Zhu[16] applied the improved HHT algorithm to identify inrush current. The dead angle existing in inrush current would cause the modal aliasing phenomenon in the EMD algorithm owing to the endpoint effect of EMD on the HHT algorithm. This scenario can easily cause a false action of relay protection. Song[17] proposed a method of magnetizing inrush current identification based on the second-order Taylor derivative, which had both strong anti-interference performance and fast discriminating speed. But it has certain distance from actual application.
PE and the algorithms to obtain the MFI are widely used in many fields of science. Olivares [18] used multi-scale permutation entropy to analysis laser beam wandering in isotropic turbulence. Huang[19] combined PE with EMD for data decomposition. Zhou[20] combined PE with EEMD to detect faults of transmission lines. Wu[21] utilized Variational Mode Decomposition (VMD) to decompose the separation signal into four layers of IMF components for noise reduction of transformer acoustic signal. Niu[22] exploited EEMD producing IMFs for crude oil markets analysis. BIE[23] decomposed acoustic signals with ICEEMDAN method to obtain their IMF components for pipelines acoustic signals recognition. So far, no literature has been found to combine PE with CEEMD for the identification of transformer excitation inrush current.
The present study aims to address the modal aliasing of EMD results, which leads to difficulty in distinguishing between inrush current and internal fault current. Thus, this study proposes a modified ensemble EMD algorithm, which combines the PE algorithm with the complementary ensemble EMD. It can suppress the modal aliasing of EMD and reduce the number of pseudo-components of the intrinsic mode function (IMF) signal. The HHT results show a significant difference in the time intervals between two adjacent catastrophe points in the instantaneous frequency. Thus, it can accurately distinguish inrush current from internal fault current.
The remainder of this study is organized as follows. Section 3 proposes the new improved HHT algorithm for transformer microcomputer protection and provides detailed implementation steps of the algorithm. Section 4 establishes the simulation model of microcomputer protection for transformers, discriminates inrush current from internal fault current according to the algorithm, and forms the identification criterion according to simulation results. Section 5 concludes.
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3. METHODOLOGY
3.1. BASIC PRINCIPLE OF IMPROVED HHT ALGORITHM
3.1.1. Proposed MEEMD algorithmBy the end of the 20th century, Huang et al. [24–25] proposed
an adaptive time-frequency data analysis method named EMD, which may lead to modal aliasing when the signals contain intermittent, pulse, or noise signals. To solve the modal aliasing, Wu and Huang et al. put forward the EEMD algorithm[26] by adding different white noise signals to the original signal with several repetitions for EMD. For the problem that the completeness of EEMD was poor, Yeh et al. [27] proposed the Complementary Ensemble Empirical Mode Decomposition (CEEMD) algorithm. By adding a set of positive white noise signals and a set of negative white noise signals, the influence of white noise signal on decomposition results is eliminated and the decomposition completeness is guaranteed.
Although the two algorithms can restrain modal aliasing and improve the accuracy of the IMFs, they will increase the pseudo-components and amount of computation if the white noise amplitude or iteration is unsuitable. In view of the cited problems, this study proposes the MEEMD algorithm, which adopts PE to detect the randomness of the obtained signal by CEEMD and removes noise, intermittent, and high-frequency signals with large entropies from the original signal. The MEEMD algorithm also decomposes the remainder of the signals using the second EMD. It can restrain modal aliasing and decrease pseudo-components and the amount of calculation to ensure the completeness of the decomposition, which adds importance to the IMF.
3.1.2. Definition of PEChristoph et al. [28] proposed the PE algorithm, which could
detect the randomness of time series and dynamic saltation. Characteristics such as simple computation, strong anti-noise ability, and good robustness made the algorithm very suitable for nonlinear data. The basic principles of the algorithm are as follows.
The phase space reconstruction of a time series X(i),i=1,23···N with length N is carried out, and the phase space matrix is obtained as follows.
(1)
where j=1,23,···k, m denotes embedding dimension, l pertains to delay time, and k refers to the number of refactoring vectors k=N-(m-1) l.
Each row in the matrix is viewed as a refactoring component with a total number of k. The j refactoring components in the matrix are rearranged from small to large, and the column indexes j1, j2···,jd of each element are derived as follows:
(2)
In the case of two equal refactoring components [i.e., x(i+(ji1 -1)l)=x(i+(ji2 -1)l], these are sorted according to the sizes of ji1 and ji2. When ji1 < ji2,
(3)
Therefore, a time series can be obtained from every vector X (i), which is composed of any time series as follows:
(4)
where y=1,2,···k,k≤m!,.m denotes different symbols (j1, j2, j3,···jm), and with m different numbers, there will be m! possible order patterns p, which are also called permutations. Then we can count the occurence of the order pattern pi, which is denoted as C(p), i=1,2,···m!. Its relative frequency is calculated by p(p)=C(p)/(N-(m-1)l).The permutation entropy is defined as:
(5)
where the sum runs over all m! permutations p of order n.The largest value of Hp(m) is log(m!), which means the time
series is completely random; the smallest value of is Hp(m) zero, indicating the time series is very regular. That is, the smaller the value of Hp(m), the more regular the time series; conversely, the more random the time series. In short, the permutation entropy refers to the local order structure of the time series.
3.1.3. Steps of the algorithmFor nonlinear and non-stationary signals S(t), the MEEMD
steps are as follows:(1) Add white noise signals ni(t) and -ni(t) with zero mean
value into the original signal S(t) as follows:
(6)
where ni(t) represents the added white noise signal, and ai denotes the amplitude of the added noise signal. i=1,2,···,Ne,Ne, Ne refers to the number of added white noise pairs. Through repeated experiments, this study selects ai =0.2, Ne=20.
(2) Decompose Si+(t) and Si
-(t) using EMD and obtain P IMF component sequences Iij
+(t) and Iij+(t)(i=1,2,···Ne;
j=1,2,···P).(3) Integrate the average value of the abovementioned
components:
(7)
(4) If the entropy value of the signal is greater than q0, then it is considered an abnormal signal; otherwise it is considered an approximate stationary signal. Through repeated experiments, this study sets q0=0.3. The entropy of Ij
(t) is verified until Iz
(t)(Z<P) is no longer an abnormal signal.(5) Separate the first Z-1 decomposed component from the
original signal:
(8)
(6) Decompose residual signal r(t) using EMD and arrange the IMF component from high to low frequency.
3.1.4 Hilbert transformHilber transformation to find the instantaneous frequency of
IMF components is as follows:Write the IMF component as X (t), after Hilber transformation,
get Y (t):
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(9)The analytic signal of X (t), that is Z (t):
(10)
where, a(t) represents the instantaneous amplitude, and q(t) denotes the phase position. According to the phase information, the instantaneous frequency can be further calculated:
(11)
(12)
Equation (12) clearly expresses the relationship between instantaneous phase and instantaneous frequency, which well reflects the instantaneity of data.
3.2. IDENTIFYING INRUSH CURRENT ON THE BASIS OF THE IMPROVED HHT ALGORITHM
3.2.1. Simulating inrush and internal fault currents in transformers
(1) Simulating inrush currentThe simulation model of three-phase transformer switching
without load is built using MATLAB/Simulink (Fig.1). The peak value of the alternating voltage source is 110 kV, the system frequency is 50 Hz, the initial phase angle is 0°, and the phase difference between B and C is 120°. The capacity of the transformer is 31.5MVA. The voltages of the primary and secondary windings are 63.51 kV and 20.21 kV, respectively. The sampling frequency is 10 kHz, and the circuit breaker is closed at 0.0118 s.
To obtain fast simulation speed, the ode23tb algorithm is employed. Fig.2 (supplementary material) depicts the simulation results of the three-phase inrush current.
(2) Simulating internal fault currentThe transformer in Fig.1 is still used for internal fault simulation.
The voltage of the three-phase supply is 110 kV, transformer ratio is 63.51 kV:10.1 kV:10.1 kV, the simulation running time is set to 0.2s. A load is added during the simulation, where the active power is set to 1 MW, inductive reactive power is set to 0.6 Mvar, and the capacitive reactive power is set to 0.1 Mvar. The circuit
breaker is closed; therefore, the remainder of the reference is the default value. The simulation model is shown in Fig. 3.
Three types of internal faults in transformers are simulated, namely, single-phase ground short circuit, inter-phase short circuit, and three-phase short circuit. The simulation results are shown in Fig.4 (supplementary material).
(3) Analysis of simulation resultsFig.2 indicates that the transformer three-phase inrush current
has the following characteristics. All waveforms contain dead angles and a large number of non-periodic components and are tilted to one side of the time axis. One phase of the three phases of inrush current is symmetric with a smaller peak value and nearly lacks a direct current (DC) component. The two other phases are asymmetric with large peak values.
As shown in Fig.4, the peaks of the internal fault current are also very large, similar to those of the inrush current. The difference between them is that the three-phase current waveforms of internal fault change in a gentle and continuous manner without dead angles, obvious high-frequency component, singularity, and distortion, which basically depicts sine waves.
3.2.2. MEEMD and HHT of inrush and internal fault currentsThe waveforms of inrush and internal fault currents are
decomposed into a set of IMF components using the MEEMD algorithm. The first IMF component is extracted for HHT to obtain the instantaneous frequency, and the time intervals between two adjacent catastrophe points in instantaneous frequency are monitored.
(1) MEEMD and HHT of inrush currentMEEMD and HHT of the A, B, and C three-phase inrush current
are carried out.1) A-phase inrush currentFigure 5(a) and (b) illustrate the first IMF component extracted
from the MEEMD and HHT of the A-phase inrush current and its instantaneous frequency, respectively. As shown in Fig.5(a), the phase of IMF1 increases by 90° through HHT, and its phase in the trough position mutates from maximum to minimum with a catastrophe point in the corresponding instantaneous frequency. Figure 8(b) depicts that the moments of catastrophe points in the instantaneous frequency are …, 4.9 ms, 16.8 ms, 28.1 ms, 37.7 ms and 48.3ms …. The time intervals of the catastrophe points are less than 12ms.
Fig. 1: Simulation model of three-phase transformer closing switch-on without load
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2) B-phase inrush currentFigure 6(a) and (b) (supplementary material) show the first IMF
component extracted from the MEEMD and HHT of the B-phase inrush current and its instantaneous frequency, respectively. The diagram indicates that the time intervals of the catastrophe points are approximately 10 ms.
3) C-phase inrush currentFigures 7(a) and (b) (supplementary material) display the first
IMF to be extracted from the MEEMD and HHT of the C-phase inrush current and its instantaneous frequency, respectively. The time intervals of catastrophe points are approximately 10 ms.
(2) MEEMD and HHT of internal fault currentMEEMD is carried out across three conditions of internal
fault, namely, single-phase ground short circuit, inter-phase short circuit, and three-phase short circuit.
1) Single-phase ground short circuitTaking phase A as an example, the simulation analysis of
single-phase ground short circuit fault is made. Figures 8(a) and (b) represent the first IMF to be extracted from the MEEMD and HHT of single-phase ground short circuit and its instantaneous frequency, respectively. The moments of catastrophe points in the instantaneous frequency are …,8.3ms, 28.5ms, 48.4ms and 68.4ms…. The time intervals of catastrophe points are approximately 20 ms.
2) Inter-phase short circuitFigures 9(a) and (b) (supplementary material) illustrate the
first IMF to be extracted from MEEMD and HHT of inter-phase short circuit and its instantaneous frequency, respectively. The time intervals of catastrophe points are approximately 20 ms.
3) Three-phase short circuitFigures 10(a) and (b) (supplementary material) denote the first
IMF to be extracted from the MEEMD and HHT of three-phase
Fig. 3: Simulation model of internal fault in transformers
Fig. 5: First IMF component and its instantaneous frequency obtained from A-phase inrush current. (a) First IMF component. (b) Instantaneous frequency
Fig. 8: First IMF component and its instantaneous frequency obtained from single-phase (A-phase) grounding short circuit. (a) First IMF component. (b) Instantaneous frequency
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short circuit and its instantaneous frequency, respectively. The time intervals of catastrophe points are approximately 20 ms.
4. ANALYSIS AND DISCUSSION OF RESULTS
4.1. TIME INTERVAL OF CATASTROPHE POINTS IN THE INSTANTANEOUS FREQUENCY OF INRUSH CURRENT
Figures 5, 6, and 7 denote the moment of catastrophe points in the instantaneous frequency after MEEMD and HHT. The time intervals are obtained when the moments of two adjacent catastrophe points in the instantaneous frequency are subtracted. The time intervals between two adjacent catastrophe points in the instantaneous frequency of the A, B, and C three-phase inrush currents are shown in Table I.
Table I shows that after the MEEMD and HHT transform, all the time intervals between two adjacent catastrophe points in the instantaneous frequency across three-phases are relatively short and not more than 12 ms.
4.2. CATASTROPHE POINTS IN INSTANTANEOUS FREQUENCY OF INTERNAL FAULT CURRENT UNDER DIFFERENT FAULT TYPES
The time intervals between two adjacent catastrophe points across fault types after the MEEMD and HHT are obtained from
the instantaneous frequency diagrams in Figures 8, 9, and 10, as shown in Table II.
Table II shows that after the MEEMD and HHT, all the time intervals between two adjacent catastrophe points in the instantaneous frequency under three different fault types are approximately 20 ms.
In addition, Tables I and II present the comparison diagram of the time intervals of catastrophe points in the instantaneous frequency between three-phase inrush and internal fault currents after MEEMD and HHT, as shown in Fig.11. Only phase-A is taken as an example because of the same transformation rule of catastrophe points in the instantaneous frequencies of the A, B, and C three-phase currents under internal fault.
Figure 11 shows that all time intervals of catastrophe points in the instantaneous frequency of three-phase inrush current after MEEMD and HHT are less than 12 ms, and those of the internal fault current are approximately 20 ms. It is clearly that there is an obvious difference between the time intervals of inrush current and internal fault current, and the time intervals of internal fault current are longer than that of inrush current. Because the time intervals have a significant difference and can thus be used to discriminate inrush current from internal fault current effectively.
Inrush current Time intervals of catastrophe points in instantaneous frequency (t/ms)
A-phase 11.9 11.3 9.6 10.6 9.5 10.6
B-phase 9.8 10.1 9.9 10.1 10.1 9.8
C-phase 9.7 11 9.3 10.6 10.6 9.4
Table I: Time intervals of catastrophe points in instantaneous frequency of three-phase inrush current
Table II: Time intervals between two adjacent mutation points of instantaneous frequency across fault types
Fault types Time intervals of catastrophe points in instantaneous frequency (t/ms)
Single-phase ground short circuit 20.2 19.9 20 20 20.1 19.8
Inter -phase short circuit 20.8 19.8 20 20.1 19.9 20.2
Three-phase short circuit 20.1 20 20 20 19.9 19.9
Fig. 11: Comparison diagram of time intervals of catastrophe points in instantaneous frequency between three-phase inrush and internal fault currents
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4.3. ANALYSIS OF INRUSH CURRENT IDENTIFICATION UNDER DIFFERENT CLOSING PHASE ANGLE
In engineering, the initial phase angle is a crucial factor that affects transformer inrush current. This study changes the closing time and carries out an analysis on no-load closing of various initial phase angles (A-phase: 0°, 30°, 60°,90°, 120°, 150°, 180°, and 210°). Table III (supplementary material) provides the time intervals of two adjacent catastrophe points in the instantaneous frequency corresponding to inrush current at different closing initial phase angles.
Table III shows that the maximum time interval between two adjacent catastrophe points of A phase with various closing initial phase angles is 11.9 ms, the maximum time interval of B phase with various closing initial phase angles is12.3 ms, and the maximum time interval of C phase with various closing initial phase angles is12.2 ms. That is all time intervals is no more than 12.5ms, and it meets the requirement of the criterion of 15ms. Even though the time intervals between two adjacent catastrophe points of one phase are more than 12.5 ms, the two other phases can guarantee the accurate identification of inrush current. Therefore, the time intervals between inrush and internal fault currents with different closing initial phase angles are obviously different.
4.4. IDENTIFICATION CRITERION OF INRUSH CURRENTThe second harmonic wave in the inrush current and internal
fault current is in general a sine wave. Thus, the time intervals between two adjacent catastrophe points in the instantaneous frequency of the second harmonic for inrush current and internal fault current should be 10 and 20 ms, respectively. In practice, the
extracted second harmonic is affected by noise, intermittent, and high-frequency signals owing to the difference in closing phase angles and capacity and voltage of transformers. Therefore, the time intervals between two adjacent catastrophe points in the instantaneous frequency of the second harmonic fluctuations can be located within a certain range.
The MEEMD method can minimize the abovementioned effects. According to the simulation, the time intervals between two adjacent catastrophe points in the instantaneous frequency of the second harmonic fluctuations are controlled by no more than 12.5 ms, which is distinguishable from the 20 ms for internal fault.
To ensure the quickness and accuracy of transformer protection, the following criterion is proposed: when the value of instantaneous current is greater than the set value of differential protection, the moment that catastrophe points in instantaneous frequency are detected is considered the initial timing.
(1) If the next catastrophe point is detected within 14 ms, then it is considered inrush current. Meanwhile, differential protection remains dormant and continues to detect the next catastrophe point in the instantaneous frequency.
(2) If the next catastrophe point in the instantaneous frequency is undetected within 14 ms, then it is determined as an internal fault, and differential protection initiates.
Figure 12 illustrates the flow chart of the identification procedure for inrush current.
5. CONCLUSIONSTo improve the accuracy of the differential protection
of transformers and reliably identify inrush current, a novel method based on MEEMD and HHT was proposed. According to the frequency characteristics of inrush current and internal fault current, a group of nearly stable signals were obtained by MEEMD. The first IMF component was extracted for HHT to obtain its instantaneous frequency. The inrush and internal fault currents were distinguished using the time intervals of the two adjacent catastrophe points. Therefore, the following conclusions are drawn.
(1) The non-periodic components of the current do not influence the identification of inrush current and internal fault current.
(2) The closing initial phase angle, which improves the accuracy level and increases the speed of action, does not influence the identification of inrush current and internal fault current.
(3) This method is simple in principle and easy to implement for engineering. Moreover, the action time of differential protection is further shortened with the longest identification time at only approximately 14 ms.
This study proposed a new criterion for identifying transformer inrush current and internal fault current by combining theoretical algorithm with numerical simulation. Results verified the correctness of the proposed method and provided references for improving the accuracy of differential protection of transformers. However, the conclusions of the study were based on software simulation (MATLAB) because of the lack of actual data on inrush current of transformers. Simulation experiments are ideal due to certain differences in the actual operating system. To apply the proposed model in the engineering field, future studies should consider dynamic model experiments to test the accuracy of the proposed algorithm.Fig. 12: Identification procedure of inrush current
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APPRECIATIONThis work was supported by the Science and Technology Plan Projects of Colleges and Universities in Shandong Province, China (Grant no. J17KA074).
SUPPLEMENTARY MATERIAL
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Cod. 9570 | Tecnología textil | 3326.05 Fibras sintéticas
artículo de investigación / research articlennnnOptimización de la absorción de sonido de un material textilPilar Segura-Alcaraz, Jorge-Gabriel Segura-Alcaraz, Ignacio Montava-Seguí y Marilés Bonet-Aracil
Mayo - Junio 2020 | Vol. 95 nº3 | 313/316 | Dyna | 313
DOI: http://dx.doi.org/10.6036/9570 | Recibido: 27/11/2019 • Inicio Evaluación: xx/xx/2019 • Aceptado: 30/12/2019
Optimización de la absorción de sonido de un material textil
Optimisation of the sound absorption of a textile material
RESUMENUn material absorbente de sonido de tipo fibroso como la gua-
ta de poliéster se puede cubrir con una lámina de tejido para su protección y decoración, mejorando sus características de absor-ción acústica. En este trabajo se mide el coeficiente de absorción de sonido de un material textil multicapa formado por una capa de 45 mm de no tejido de poliéster y una capa de tejido acolchado empleando el tubo de impedancia. Se emplea el diseño de expe-rimentos para optimizar dos características del tejido como son la densidad de trama y el empleo de tramas de relleno de forma que se obtenga el mayor coeficiente de absorción de sonido en todas las frecuencias estudiadas. Los resultados proporcionan la combinación de los factores estudiados que maximiza la absorción acústica.
Palabras clave: Absorción de sonido, poliéster, no tejido, teji-do, diseño de experimentos, DDE.
1. INTRODUCCIÓNEn la actualidad se emplean paneles absorbentes de sonido
donde se desea controlar las condiciones acústicas como estudios de grabación, salas de ensayos, restaurantes, oficinas, recintos fe-riales, etc. Estos paneles pueden ser instalados en diversas formas, tales como colgados del techo o en las paredes. Además, pueden estar fabricados en distintos materiales, entre ellos, los materiales textiles.
Los materiales absorbentes de sonido de tipo fibroso han sido ampliamente estudiados [1]. En el caso de los materiales textiles destaca la guata, lana o no tejido a base de poliéster [2, 3]. Este material se emplea como absorbente acústico en diferentes pre-sentaciones tales como suspendido del techo en diversas formas, o recubriendo paredes en forma de plafones. En la figura 1 se mues-tra una aplicación de paneles de guata de poliéster sin ningún recubrimiento, de forma suspendida. Por otro lado, desde un punto de vista medioambiental, la fibra de poliéster, entre otras ventajas, es reciclable [4] y puede ser obtenida a partir del reciclado de botellas de PET [5, 6, 7].
Los textiles tejidos colgados en forma de cortina también son adecuados para la absorción de sonido [8, 9, 10, 11, 12].
Mediante el empleo de diferentes capas de materiales porosos, se obtiene un material multicapa, capaz de proporcionar una ma-yor absorción del sonido [13, 14, 15 , 16, 17].
Si consideramos la capa de tejido como una membrana perfo-rada, éste actúa como una capa resistiva controlando la absorción de sonido del material multicapa [18]. La influencia de la densidad de hilos y pasadas de este tejido ha sido estudiada en base a liga-mento tafetán empleando tejidos simples [19].
En este trabajo se une una capa resistiva de tejido doble, con ligamento tafetán, con y sin pasadas de relleno a una capa de material no tejido y se determina la combinación de densidad de trama y pasadas de relleno que proporciona mayor absorción de sonido, mediante el diseño de experimentos. Los resultados mues-
nnnnPilar Segura-Alcaraz1, Jorge-Gabriel Segura-Alcaraz2, Ignacio Montava-Seguí1 y Marilés Bonet-Aracil11 Universitat Politècnica de València. Escuela Politécnica Superior de Alcoy. Dpto. de Ingeniería Textil y Papelera. Plaça Ferrándiz i Carbonell, s/n – 03801
Alcoi, Alicante (España).2 Universitat Politècnica de València. Escuela Politécnica Superior de Alcoy. Dpto. de Mecánica de los Medios Continuos y Teoría de Estructuras. Plaça
Ferrándiz i Carbonell, s/n - 03801 Alcoi, Alicante (España).
ABSTRACT• A fibrous sound absorbing material, such as a polyester
nonwoven, can be covered with a layer of fabric for its protection and decoration, with an improvement of its sound absorption characteristics. In this work, the sound absorption coefficient of a multilayer textile material composed by a 45mm polyester nonwoven and a layer of stuffed fabric, is measured using an impedance tube. Design of experiments is used to optimize two characteristics of the fabric like weft density and use of stuffing picks, so the highest sound absorption coefficient is obtained in all the studied frequencies. Results show the combination of the studied factors that maximizes sound absorption.
• Keywords: Sound absorption, polyester, nonwoven, fabric, design of experiments, DOE.
Fig. 1: Espacio acondicionado mediante paneles de guata de poliéster sin recubrir [21]
Cod. 9570 | Tecnología textil | 3326.05 Fibras sintéticas
nnnnartículo de investigación / research article Optimización de la absorción de sonido de un material textilPilar Segura-Alcaraz, Jorge-Gabriel Segura-Alcaraz, Ignacio Montava-Seguí y Marilés Bonet-Aracil
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tran que la capa resistiva de tejido aumenta la absorción acústica del material multicapa creando un material textil de bajo peso, reciclable, decorativo, bajo coste, fácil de manipular, indicado para su uso en acústica arquitectónica, automoción, industria naval, ferroviaria o aviación.
2. MATERIALES Y MÉTODOS
2.1. MATERIALESSe emplea un material de dos capas formado por una doble tela
con pasadas de acolchado situada sobre una guata de poliéster, sin adhesivo. En la Figura 2 puede observarse la sección del material.
La estructura del tejido se resume en la Tabla 1. Las pasadas de relleno se insertan entre las dos telas, con retención en el telar. Así, una relación de trama de 4/1/4 significa que se inserta una trama de relleno cada cuatro tramas de la tela superior y otras cuatro de la tela inferior. Las muestras se producen con un telar Smit GS 900, controlando la densidad de trama de forma electrónica. Dichas muestras se ensayan tal y como salen del telar sin ningún tratamiento posterior. Se emplean hilos de poliéster texturizado debido a su alta capacidad de recubrimiento y por estar formados por multitud de finos filamentos que crean poros intra-hilo. Las características de los tejidos se muestran en la Tabla 2.
Se emplea tejido con ligamento tafetán debido a que sus bas-tas de corta longitud proporcionan el mayor número de entrecru-zamientos o puntos de ligadura y, por tanto, de poros inter-hilo o aberturas en el tejido, capaces de atrapar aire en ellos [20].
La guata de poliéster se obtiene por vía seca con consolidación térmica mediante el empleo en la mezcla de fibras con un punto de fusión más bajo. La Tabla 3 muestra sus características.
2.2. EXPERIMENTAL
2.2.1. COEFICIENTE DE ABSORCIÓN ACÚSTICA A INCIDENCIA NORMAL
Las mediciones del coeficiente de absorción de las diferentes muestras se realizan según la norma ISO 10534-2: Determinación del coeficiente de absorción acústica y de la impedancia acús-tica en tubos de impedancia. Parte 2: Método de la función de transferencia. Este método permite obtener el coeficiente de ab-sorción acústica a incidencia normal empleando un tubo de ondas estacionarias, dos micrófonos, un altavoz y un sistema digital de análisis de la señal. La fuente de sonido genera ondas planas en el tubo. Se realiza la descomposición del campo interferencial mi-diendo la presión sonora en dos posiciones mediante micrófonos montados en la pared del tubo. A continuación, empleando una función de Matlab diseñada al efecto, se determina la función de
transferencia acústica compleja de las seña-les de los dos micrófonos, a partir de la cual se deduce el coeficiente de absorción a inci-dencia normal. El tubo de impedancia es un tubo estrecho, rígido y hermético que debe cumplir las condiciones que se detallan en la norma indicada.
Para realizar las mediciones, la muestra se sitúa en el extremo del tubo de impedancia (Fig. 3) sin cavidad de aire posterior. La capa de tejido se coloca en la cara más cercana a la Fuente de sonido.
2.2.2. DISEÑO DE EXPERIMENTOSe desea estudiar el efecto de varios facto-
res sobre el coeficiente de absorción acústica de un material obteniendo un modelo que ex-plique las interrelaciones entre la densidad de trama, la presencia de pasadas de relleno y el coeficiente de absorción acústica del material de que forma parte el tejido. Para ello de em-plea el programa Statgraphics Centurion XVII.
Dado que el coeficiente de absorción acústica suele ser diferente para distintas
Fig. 2: Material empleado. (A) Esquema de la disposición de las diferentes capas del material. (B) Fotografía
Relación de urdimbre
Ligamento de la tela superior
Ligamento de la tela inferior
Relación de trama
Densidad de trama (pasadas/cm)
1/1Tafetán Tafetán
4/0/4 4560
4/1/44560
Tabla 2: Estructura del tejido
Urdimbre Densidad de urdimbre (hilos/cm) Trama Pasadas de
rellenoDensidad de trama (pasadas/cm)
Poliester167 dTex40 filamentosContinusTexturado
60
Poliester167 dTex40 filamentosContinuoTexturizado
Poliester330 Tex950 filamentosContinuoTexturizado
45, 60
Tabla 3: Características del tejido
Material Densidad (g/m2)
Longitud de fibra (mm)
Número fibras (dtex)
Sección de fibras
Espesor ensayado (mm)
Poliéster 160 63 112,33circular maciza
45
Tabla 4: Características del no tejido
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artículo de investigación / research articlennnnOptimización de la absorción de sonido de un material textilPilar Segura-Alcaraz, Jorge-Gabriel Segura-Alcaraz, Ignacio Montava-Seguí y Marilés Bonet-Aracil
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frecuencias, se toman las medias de las mediciones a las frecuen-cias centrales de los tercios de octava 400, 500, 630, 800, 1000, 1250, 2000, 2500, 3000, 3150, y 4000 Hz. El coeficiente de ab-sorción acústica a cada una de estas frecuencias se considera una
variable respuesta independiente. Se define un diseño factorial 2k con k=2 factores experimentales y 10 variables respuesta. Para co-nocer el efecto de cada factor se toman dos valores considerados máximo y mínimo Los factores experimentales son A: existencia o no de pasadas de relleno y B: densidad de trama, que se toma a dos niveles: 45 pasadas/cm y 60 pasadas/cm. El diseño tiene 12 ejecuciones (correspondientes a 2kn = 22 * 3 replicaciones), con 1 una muestra por ejecución.
3. RESULTADOS
3.1. COEFICIENTE DE ABSORCIÓN ACÚSTICA A INCIDENCIA NORMAL
El coeficiente de absorción acústica de los cuatro materiales estudiado se muestra en la Figura 4. Como se observa en la misma, al añadir una capa de cualquiera de los tejidos estudiados a la capa de guata, el coeficiente de absorción de sonido del conjunto aumenta de forma general.
El tejido que proporciona una menor absorción en todas las frecuencias es el correspondiente a la mayor densidad de trama y con pasadas de relleno. La gráfica no muestra claramente cual es el tejido que proporciona la mayor absorción al mayor número de frecuencias. Posiblemente este tejido es demasiado tupido y no permite el paso del aire a la zona de guata, impidiendo la degra-dación de la onda sonora que en ella se produce.
Por otro lado, aparece una región entre 2500 y 4000 Hz en la cual la absorción de la guata sin recubrir con tejido supera a la guata recubierta. Esta región es más amplia, de nuevo, en el caso del tejido con mayor densidad de trama y con pasadas de relleno. El coeficiente de absorción de sonido mínimo coincide en todos los tejidos a 3150 Hz. Se podría considerar como un patrón debido al tipo de material.
3.2. DISEÑO DEL EXPERIMENTOComo ejemplo se muestra en la Figura 5, el diagrama de Pareto
estandarizado para el coeficiente de absorción de sonido a 1250 Hz. En él se observa la influencia de los dos factores estudiados, así como de su interacción.
En la Tabla 4 se muestran las ecuaciones de regresión ajusta-das a los datos para los factores estudiados y sus interacciones significativas en cada tercio de octava:
A continuación, se utiliza un análisis de la varianza ANOVA para comprobar si los efectos experimentales (muestrales) son lo suficientemente importantes como para generalizar los resulta-dos. La hipótesis nula considera que todas las medias de los niveles de los factores son iguales y la hipótesis alternativa que al menos una es diferente. Si el valor-P de un efecto es menor que un nivel de significación de 0,05, indica que es significativamente diferente de cero con un nivel de confianza del 95,0%. Los resultados se resumen en la Tabla 5.
Se han ajustado 10 modelos estadísticos a las variables res-puesta. El análisis de la varianza muestra 9 de ellos con P-valor por debajo de 0,05, lo cual indica que el modelo ajustado es es-tadísticamente significativo al 5,0% de nivel de significación. El coeficiente de determinación o R cuadrado indica el porcentaje de variación del coeficiente de absorción acústica que es explicado por la densidad de trama y la existencia de pasadas de perdido en el tejido, o sea refleja la bondad de ajuste del modelo. Como en nuestro caso existe más de una variable explicativa es más ade-cuado emplear el coeficiente de determinación ajustado, el cual es inferior al R cuadrado normal. El estadístico R cuadrado ajustado muestra valores entre 0% y 95,36%.
Fig. 3: Esquema del tubo de impedancia empleado para la medición del coeficiente de absorción acústica, donde: 1a) situación de la cara de tejido en la muestra; 1b) ídem del no tejido; 2) micrófonos (micrófonos G.R.A.S. modelo 40AO); 3) sistema de adquisición de datos (NI-9233); 4) PC y 5) fuente de sonido.
Fig. 4: Coeficiente de absorción acústica del material multicapa compuesto por 45mm de no tejido y una capa del tejido estudiado, y del no tejido sin la capa de tejido
Fig. 5: Diagrama de Pareto estandarizado para el coeficiente de absorción de sonido a 1250 Hz
Frecuencia Euación de regresión400Hz -0,0683333 - 0,223333*Relleno + 0,008*Densidad trama500Hz 0,465833 - 0,045*Relleno - 0,000111111*Densidad trama
630Hz0,306667 + 0,83*Relleno + 0,00711111*Densidad trama - 0,016*Relleno*Densidad trama
800Hz0,593333 + 0,54*Relleno + 0,00577778*Densidad trama - 0,0108889*Relleno*Densidad trama
1000Hz0,836667 + 0,57*Relleno + 0,00244444*Densidad trama - 0,0122222*Relleno*Densidad trama
1250Hz1,07333 + 0,426667*Relleno - 0,00222222*Densidad trama - 0,00977778*Relleno*Densidad trama
2000Hz 1,30083 - 0,0316667*Relleno - 0,00988889*Densidad trama2500Hz 1,05083 - 0,015*Relleno - 0,00811111*Densidad trama3150Hz 0,828333 + 0,01*Relleno - 0,00555556*Densidad trama4000Hz 1,19583 - 0,125*Relleno - 0,007*Densidad trama
Tabla 5: Ecuaciones de regresión obtenidas
Cod. 9570 | Tecnología textil | 3326.05 Fibras sintéticas
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Teniendo en cuenta que el objetivo del experimento es maxi-mizar los coeficientes de absorción a todas las frecuencias, las características óptimas de los factores experimentales se mues-tran en la tabla 6. Para determinar el valor óptimo se emplea, en el programa Statgraphics, el procedimiento de Optimización de Múltiples Respuestas. Una vez construidos los modelos para la ab-sorción a cada frecuencia por separado, se indica al programa que se pretende maximizar el coeficiente de absorción en cada una de ellas. El valor óptimo representa la combinación de factores experimentales que proporcione el valor de absorción más ele-vado simultáneamente en el mayor número de frecuencias posi-ble. La deseabilidad optimizada obtenida es de 0,692402. La Tabla 7 muestra los valores de los factores experimentales (dentro del rango estudiado) que permiten obtener el mayor coeficiente de absorción acústica a todas las frecuencias estudiadas.
4. CONCLUSIONES En este trabajo se ha estudiado la influencia en el coeficien-
te de absorción de sonido de una capa resistiva de tejido sobre un no tejido. Para ello se ha utilizado el diseño de experimentos, definiendo las variables y los niveles, obteniendo los modelos de regresión para cada frecuencia estudiada, así como realizando un
análisis de varianza o ANOVA para cada uno de ellos. Se han op-timizado las respuestas y se han obtenido los valores de las varia-bles que maximizan la absorción acústica.
Los resultados muestran que el empleo de tramas de relleno combinado con una densidad de trama de 60 p/cm proporcionan un coeficiente de absorción acústica inferior al resto de opciones. Sin embargo, si se desea conocer la mejor combinación para con-seguir el máximo coeficiente de absorción de sonido, la gráfica no parece ser suficiente. El empleo de la técnica de diseño de expe-rimentos permite, partiendo de tan sólo los niveles alto y bajo de cada factor experimental obtener esta combinación. En este caso, el tejido con 45 p/cm y sin tramas de relleno generan un índice de deseabilidad de 69,24%, siendo el que procuraría mayor absorción sonora al material compuesto por una capa de dicho tejido y una capa de guata de poliéster de 45mm de espesor.
Como líneas futuras, desde el punto de vista de la sostenibili-dad, se estudiarán otros materiales naturales en sustitución de la lana de poliéster, como lana de oveja, fibra de coco, algas, restos agrícolas. En el caso de la capa resistiva de tejido, también es posible emplear fibras naturales como el yute, lino, algodón, etc.
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Modelo 400Hz 500Hz 630Hz 800Hz 1000HzTransformación ninguno ninguno ninguno ninguno ningunoModelo d.f. 2 2 3 3 3P-valor 0,0201 0,5268 0,0431 0,0008 0,0031Error d.f. 9 9 8 8 8Stnd. error 0,124529 0,066451 0,0581664 0,0212132 0,0384057R-cuadrado 58,01 13,28 61,93 86,51 80,81Adj. R-cuadrado 48,68 0,00 47,66 81,45 73,61
Modelo 1250Hz 2000Hz 2500Hz 3150Hz 4000HzTransformación ninguno ninguno ninguno ninguno ningunoModelo d.f. 3 2 2 2 2P-valor 0,0003 0,0000 0,0000 0,0000 0,0002Error d.f. 8 9 9 9 9Stnd. error 0,0321455 0,0276385 0,022464 0,0096225 0,0387896R-cuadrado 89,80 90,94 90,85 96,21 85,52Adj. R-cuadrado 85,98 88,93 88,81 95,36 82,30
Tabla 6: Análisis de la varianza
Respuesta Optimizado PredicciónInferior 95,0% Limite
Superior 95,0% Límite
Deseabili-dad
SAC400Hz si 0,278637 0,143043 0,414231 0,580494SAC500Hz si 0,458208 0,385852 0,530563 0,515275SAC630Hz si 0,633085 0,560023 0,706148 0,418835SAC800Hz si 0,856251 0,829606 0,882897 0,41407SAC1000Hz si 0,947834 0,899593 0,996075 0,824307SAC1250Hz si 0,972555 0,932177 1,01293 0,971366SAC2000Hz si 0,853985 0,82389 0,884079 0,930368SAC2500Hz si 0,684957 0,660497 0,709417 0,911513SAC3150Hz si 0,578916 0,568439 0,589394 0,808329SAC4000Hz si 0,873539 0,831303 0,915776 0,889513
Tabla 7: Valores de respuesta y óptimo
Factor EstablecimientoRelleno 0,0583462Densidad trama 45,0001
Tabla 8: Factores establecidos y óptimo
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artículo de investigación / research articlennnnModelo de análisis integral de factibilidad de utilización de Thermo Active Building Systems en edificios de oficinasMiguel Galvez-Huerta, Rodrigo Barraza, Nina Hormazábal, Álvaro Curinao y Tomas Gil-Lopez
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DOI: http://dx.doi.org/10.6036/9575 | Recibido: 02/12/2019 • Inicio Evaluación: 04/12/2019 • Aceptado: 10/02/2020
Modelo de análisis integral de factibilidad de utilización de Thermo Active Building Systems en edificios de oficinas en ChileComprehensive model for the analysis of feasibility of the use of Thermoactive Building Systems in office buildings in Chile
RESUMENEl trabajo aborda la elaboración de un modelo para estudiar la
viabilidad de la implantación de los TABS (Thermo Active Buildings Systems) en edificios de oficinas en Chile, de forma que permita sentar las bases teóricas su diseño atendiendo a las circunstancias propias del contexto local, principalmente en diferentes realida-des climáticas. Para ello se ha trabajado con un modelo analítico, construido en el entorno computacional EES. Se ha desarrollado un modelo base para un edificio de oficinas tipo y se ha aplicado en ocho zonas climáticas chilenas, que van desde el desierto de Atacama a la Patagonia. Los resultados obtenidos han servido para determinar en qué ciudades es más factible aplicar este sistema, cuáles son los aspectos más relevantes a considerar en su diseño, y la demanda energética en cada zona climática estudiada nece-saria para el cumplimiento de las condiciones de confort térmico. Esta información servirá de base para incorporar progresivamente diferentes alternativas de manera que se pueda optimizar el con-junto de alternativas más adecuadas para cada zona climática.
Palabras clave: TABS, Simulación térmica, Edificios de ofici-nas, Envolvente, Confort térmico.
1. INTRODUCCIÓN Por TABS se entiende Thermally Activated Building System. Es
un sistema de climatización por agua que usa la masa térmica de losas y muros de hormigón para regular la temperatura de los ambientes. Para ello, estos elementos constructivos se “activan” térmicamente mediante un serpentín de agua en su interior, fun-cionando con pequeñas diferencias de temperatura del agua res-pecto del ambiente. Supone una forma radicalmente distinta de afrontar la climatización, pues el propio edificio sustituye al aire como elemento al que confiar el acondicionamiento térmico de los ambientes [1].
Algunas ventajas del sistema son: - Al utilizar una temperatura de agua más baja que los sis-
temas convencionales, suponen una reducción general del consumo de energía del sistema y hacen posible emplear fuentes térmicas de baja temperatura [2].
- Por tratarse de un sistema hidrónico de acondicionamiento térmico independiente de la ventilación, permite aprovechar al máximo las ventajas de los sistemas de ventilación 100% aire exterior, entre las que se encuentran la alta calidad del aire [3-5], y la posibilidad de combatir las cargas térmicas latentes, evitando condensaciones, y ayudar al sistema de agua en los momentos de carga punta.
- Desaparecen las unidades terminales a la vista (fancoils, ra-diadores, convectores). Además, al reducir el caudal de aire a mover al estrictamente necesario para ventilación se puede fácilmente prescindir de falsos techos.
También tiene sus desventajas, entre las que se destacan las pérdidas energéticas, la lentitud de respuesta y la dificultad del control, e inconvenientes como la interferencia con la estructura.
El empleo de estos sistemas en usos no residenciales, especial-mente en oficinas, se ha intensificado durante los últimos años, así como la investigación asociada a los mismos. Las principales estrategias para reducir el consumo energético del sistema están en relacionadas con el empleo de adecuados sistemas de control [6], el aprovechamiento de fuentes de energía renovables, espe-cialmente geotérmica [7], o el uso de sistemas pasivos.
Por último, la influencia en el confort térmico de los cambios de la temperatura operativa debido a la lentitud de respuesta del sistema ha sido estudiada siempre desde una perspectiva racional [8], quedando todavía por profundizar en el estudio de esta in-fluencia con modelos adaptativos [9].
El hecho de que Chile sea un país con elevado riesgo sísmico, y que se utilice de manera extensiva el hormigón armado como solución
nnnnMiguel Galvez-Huerta1, Rodrigo Barraza2, Nina Hormazábal1, Álvaro Curinao2 y Tomas Gil-Lopez3
Universidad Técnica Federico Santa María. 1Departamento de Arquitectura y 2Departamento de Mecánica. Avenida España, 1680 – Valparaíso (Chile).3 Universidad Politécnica de Madrid. ETSEM. Departamento de Tecnología de la Edificación. Calle José Gutiérrez Abascal, 2 - 28006 Madrid (España).
ABSTRACT• The work addresses the construction of a simplified
computational model to evaluate the feasibility of the use of Thermo Active Buildings Systems (TABS) for office buildings in Chile, in order to set the theoretical basis for the design and dimensioning of these systems in the Chilean context, taking into account specific local conditions like its high seismic risk and the extreme variation of climates. To do so, an analytic model has been conceived, using the Engineering Equation Solver (EES) software. Firstly, a simple base model for a typical office building has been developed, and has been next applied to the climate conditions of eight climatic zones, ranging from the Atacama Desert to the Patagonia region. The results show a quite different performance of the system depending of the ambient conditions. They also reveal relevant aspects to be considered when designing TABS, such as the control strategies. The information obtained with the model will eventually serve as a base line to choose the appropriate set of design strategies for each climatic zone.
• Keywords: TABS, Thermal simulation, Office buildings, Envelope, Thermal comfort.
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frente a este problema, hace que las edificaciones chilenas presenten un potencial de uso de los TABS. Sin embargo, ante la inexistencia de estudios al respecto en el ámbito académico local, se impone analizar posibilidades que brinda el sistema para adaptarlo a la realidad del país, caracterizada por su extrema variedad de climas. Como todo sis-tema de climatización, debe ser estudiado de manera integral. Así, las condiciones climáticas del entorno, la envolvente arquitectónica, el uso del edificio, las soluciones constructivas, la eficiencia energética del sistema, la concepción de la ventilación, el control automatizado, la definición de las condiciones de confort de los ocupantes y el costo del sistema constituyen un extenso cuerpo de variables, casi todas ellas dependientes, que deben estudiarse de forma conjunta.
En este contexto se sitúa la investigación, para la que se ha elaborado un modelo paramétrico que describe el comportamien-to dinámico de una planta tipo de un edificio de oficinas que ha sido equipada con losas de suelo y techo activadas térmicamen-te, para evaluar su comportamiento en ocho localidades chilenas representativas de la variedad climática del país. El análisis se ha realizado exclusivamente en términos de demanda térmica y evo-lución de temperatura del aire durante días tipo correspondientes al verano, invierno y estación intermedia.
2. MATERIALES Y MÉTODOS
2.1. OBJETO DE ESTUDIO
2.1.1. El edificioEl análisis se ha realizado para una de las plantas intermedias
(nivel cota 8,10 metros) de un edificio de oficinas cuya planta tipo y sección se muestran en la Figura 1.
La descripción de la materialidad de la envolvente y las con-diciones de operación del edifico se describen en el material su-plementario.
2.1.2. El elemento activado térmicamenteUn sistema TABS presupone la existencia de un paramento
de elevada masa térmica en el que se dispone un serpentín por el que circula agua con una diferencia de temperatura respecto del ambiente, que se utiliza para almacenar energía térmica en el elemento constructivo y regular los intercambios convectivo-radiantes con el ambiente. En el caso analizado el elemento ac-tivado térmicamente es una losa de hormigón con la siguiente caracterización geométrica (Fig. 2).
Dada la alta carga interna de los edificios de oficinas, los sis-temas TABS son habitualmente requeridos para enfriamiento del recinto a lo largo del año, por lo que su forma genérica en estos usos está asociada a sistemas de enfriamiento a través de techos. En el trabajo presentado este elemento constructivo se dispone en el forjado de una planta intermedia del edificio de oficinas descri-to en el siguiente apartado. Esta disposición supone que el forjado intercambia calor por ambas caras con los ambientes con los que se encuentra en contacto.
A este elemento se le ha impuesto un caudal constante de 16 kg/hm2 (400 kg/h, si se considera que cada circuito abastece a 25 m2 de superficie). Por su parte, la temperatura de impulsión se hace depender de la temperatura exterior, tal como se indica más adelante en la sección de control del sistema.
2.1.3. Los climas chilenosPara poder evaluar el comportamiento de estos sistemas en
realidades climáticas tan diversas como la chilena, se han seleccio-nado ocho localidades representativas de los climas considerados en el anteproyecto de norma térmica chilena [10]. Las localidades elegidas (y sus estaciones meteorológicas correspondientes) son:
- Zona A: Huasco (Huasco Sivica)- Zona B: Calama (Chiu-Chiu)- Zona C: Salamanca (Curcumen)- Zona D: Valparaíso (Viña del Mar)- Zona E: Santiago (Parque O’Higgins)- Zona F: Puerto Montt (Miraflores)- Zona G: Temuco (Las Encinas)- Zona H: Coyhaique (Coyhaique)
2.2. METODOLOGÍA DE MODELACIÓN
2.2.1. SoftwareLa simulación de un sistema TABS puede llevarse a cabo con
diferentes softwares. Aunque los modelos CFD son los que arrojan los resultados más prolijos, para el acoplamiento con un modelo de edificio no es necesaria tanta exactitud y pueden emplearse Fig. 1: Edificio de oficinas analizado. Planta tipo y sección
Fig. 2: Detalle de losa activada térmicamente. Cotas en cm
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modelos simplificados, con la ventaja de resultar modelos más rá-pidos de calcular [11]. Una de las posibilidades es restringir a dos dimensiones los modelos de elementos finitos [12].
En este trabajo se ha utilizado el software EES [13]. Se trata de un software habitual en la resolución de problemas de termo-dinámica, mecánica de fluidos y transferencia de calor, debido a las múltiples funciones incorporadas en su librería [14]. Con este software se ha desarrollado un modelo paramétrico que incorpora las principales ganancias y pérdidas de energía del edificio además de la energía que aporta (o disipa) el TABS y, mediante un modelo transitorio, finalmente calcula la temperatura de aire interior, que es el parámetro escogido para asegurar el cumplimiento de las condiciones de confort térmico.
2.2.2. Modelo de transmisión en TABSEl proceso de transferencia de calor en el interior de un ele-
mento de hormigón activado térmicamente es un complejo en 3D. Sin embargo, desde un punto de vista práctico, no es necesario realizar un modelo de temperaturas y flujo de calor con ese nivel de detalle. Es posible utilizar herramientas más sencillas capaces de reproducir fielmente las variables de interés. El principal reto es el de modelizar la transferencia de calor que se produce en el interior de la losa de hormigón tanto en su funcionamiento activo (cuando circula el fluido caloportador por las tuberías), como en un funcionamiento pasivo, (la masa térmica acondiciona el in-terior del recinto sin la necesidad de una fuente o sumidero de energía). En este sentido, en el trabajo se ha combinado un modelo estacionario basado en resistencias térmicas y un modelo transi-torio que integra la acumulación térmica en el material.
Para el estado estacionario, se ha adoptado el modelo de resis-tencias térmicas basado en la norma UNE-EN 15377 [15], que ha sido adoptado por EMPA (Swiss Federal Laboratories for Materials Testing and Research) y que se describe en el material suplemen-tario (desarrollo matemático y nomenclatura).
2.2.3. Modelo para determinar la temperatura del aire interior
Para obtener este parámetro, se ha establecido una ecuación de balance, que considera las ganancias y pérdidas del local y la emisión del TABS.
Para ello, en el local se han hecho las siguientes hipótesis:- De las ganancias solares que llegan al local el 30% son ab-
sorbidas por el suelo, el 30% por el mobiliario, y el 40% res-tante son inicialmente absorbidas por techo y paredes, pero es rechazado finalmente el 90% a través de la ventana (IDAE 2009). Esto hace que el 64% de la radiación recibida se trate como ganancia en el volumen de control [16].
- Se ha despreciado el intercambio radiante entre paredes. Así, el flujo radiante tanto de suelo como techo se incorporan íntegramente al aire.
- El resto de muros también almacenan energía, por lo tanto, también son parte de la masa térmica.
La ecuación, también resuelta por el método de Euler, es la siguiente:
En esta ecuación, los flujos procedentes de suelo y techo son los que transfiere el TABS (convectivo-radiantes) incrementados en cada caso por la parte proporcional de ganancias solares, según las respectivas absortividades de los elementos constructivos.
2.2.4. Características del controladorDebido a la integración del uso de la masa del edificio como
almacenamiento térmico, la estrategia de control y el diseño de un controlador juegan un papel fundamental para lograr simultáneamente el confort térmico y la eficiencia energética durante su operación. Mucho se ha escrito sobre las estrategias de control para los TABS [17], que se dividen principalmente en modelos de control convencionales y modelos de control predictivos. Estos últimos permiten optimizar el comportamiento del sistema simultáneamente en términos de eficiencia energética y confort térmico. Sin embargo, tiene el inconveniente de requerir de mayor gasto computacional [18]. Por ello, dado que el objetivo de este trabajo no es optimizar la implementación del sistema sino establecer líneas generales de su funcionamiento, modelos de control y comportamiento en diversos climas, se ha estimado más conveniente usar un controlador convencional, que se describe en el material suplementario.
3. RESULTADOS Y DISCUSIÓN
3.1. DEMANDA TÉRMICAEn la Figura 3 se puede apreciar la diferencia que existe en
cuanto a la energía total demandada en cada una de las zonas. Si bien las diferencias no son significativas, se puede apreciar que la zona norte (Huasco, Calama y Salamanca) es la que demanda una mayor cantidad de energía para mantener las condiciones de confortabilidad. Esto radica principalmente en que requieren una mayor cantidad de energía destinada al enfriamiento del recinto, superior a la que se requiere en el resto del país. Dado que las ganancias internas y la protección son iguales para todos los mo-delos, este aumento de energía requerida para el enfriamiento se basa en las ganancias a través de la envolvente y las ganancias solares.
En el norte predominan las altas temperaturas durante el verano, especialmente en las zonas interiores desérticas como Calama, que se caracterizan por sus altos niveles de radiación solar directa. Es por ello comprensible, esta mayor demanda de energía para refrigeración. Por su parte, a diferencia de las zonas interiores, las zonas costeras de similar latitud, como Huasco, se caracterizan por tener temperaturas mínimas no tan bajas, por lo que la energía destinada a la calefacción en los meses fríos es sensiblemente menor.
A esto sin duda contribuye que en estas zonas interiores la gran oscilación térmica dificulta el control de la temperatura interior, produciendo una alternancia en el funcionamiento del sistema entre calefacción y enfriamiento, lo que se traduce en un mayor consumo de energía y por lo tanto un uso ineficiente de la misma.
Fig. 3: Demanda térmica (calefacción y refrigeración) anual para las localidades analizadas
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nnnnartículo de investigación / research article Modelo de análisis integral de factibilidad de utilización de Thermo Active Building Systems en edificios de oficinasMiguel Galvez-Huerta, Rodrigo Barraza, Nina Hormazábal, Álvaro Curinao y Tomas Gil-Lopez
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Siguiendo el análisis de la figura anterior, las ciudades de la zona central, Valparaíso y Santiago, presentan una demanda energética menor, pero relativamente similar entre ellas (85 y 108 kWh/m2año, respectivamente). Al detallar la demanda ener-gética mensual en ambas ciudades (Figuras 4.1 y 4.2), se puede apreciar un comportamiento muy diferente: Valparaíso, como ciudad costera, requiere una potencia térmica para calefacción estable durante el año. En cambio, Santiago, ubicado en un va-lle interior, está inmerso en condiciones climáticas un poco más extremas con veranos más calurosos e inviernos con bajas tem-peraturas.
En la Figura 3 se puede también apreciar que las localidades del sur de Chile (Temuco, Puerto Montt y Coyhaique) tienen un valor de demanda energética anual semejante a las de la zona
central del país. Sin embargo, en ellas ocurre el fenómeno de que la energía térmica requerida anualmente para calefacción es igual o mayor que la requerida para enfriamiento, tal como muestra la
Figura 5. Este fenómeno puede ser explicado porque en esta zona las temperaturas mínimas comienzan a disminuir rápidamente con respecto a la zona central, siendo los inviernos lluviosos y fríos, lo que hace aumentar las pérdidas por infiltración y envolvente térmica que dependen fundamentalmente de la temperatura exterior, en especial durante los días sin ganancias internas (sábado y domingo).
3.2. TIEMPO DE FUNCIONAMIENTO DEL SISTEMAOtro factor importante a considerar es la cantidad de horas
en las que el sistema activó el hormigón, o sea, que debía circular agua a través de las tuberías mediante el accionamiento de la bomba, siendo una consideración importante si se quiere evaluar en un trabajo futuro los costos asociados al funcionamiento de este sistema, y un parámetro a considerar para conocer el grado de control que se puede tener de los TABS.
La Figura 6 muestra las horas de operación de la bomba en los TABS durante el año en cada zona estudiada. No es posible realizar alguna conclusión sobre las horas de demanda de la bomba por zona, ya que no se logra apreciar un patrón de comportamiento según zona norte-centro-sur o costa-interior. Sin embargo, sí se puede obtener información sobre la elección del sistema de control. El requerimiento de menos horas de uso de la bomba puede indicar un mejor ajuste del sistema de control para esa zona, o que las condiciones ambientales en la zona facilitan el control de los TABS. En este caso, Puerto Montt y Huasco requerirían una menor cantidad de horas del TABS en forma activa.
Analizando en conjunto la demanda energética y las horas de operación de la bomba en cada zona se puede apreciar que en las localidades de Calama y Salamanca existe una demanda de energía mayor, para un régimen de operación de la bomba semejante al de otras ciudades.
Por otra parte, las ciudades en las zonas centro y sur del país requieren una cantidad de energía similar durante el año para mantener las condiciones de confort al interior del recinto. Sin embargo, la ciudad de Puerto Montt requiere una menor cantidad de horas de funcionamiento activo del TABS en comparación con las otras zonas. Esta diferencia, al igual que ocurre en el caso de Huasco, radica en el controlador escogido y en el factor de corrección de la curva de suministro de agua, (CF=6/−6, según lo indicado en el material suplementario) lo que supone temperaturas mayores para calefacción y menores para refrigeración y conlleva una mayor demanda de energía.
Fig. 4.1: Santiago. Evolución mensual de la demanda térmica (calefacción y refrigeración)
Fig. 4.2: Valparaíso. Evolución mensual de la demanda térmica (calefacción y refrigeración)
Fig. 5: Distribución de la demanda en % de calefacción y refrigeración por zonas climáticas
Fig. 6: Horas anuales de funcionamiento del sistema para las localidades analizadas
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4. CONCLUSIONESEn el estudio comparativo realizado se ha evaluado el potencial
de implementación de los TABS en distintas zonas climáticas en Chile. Para ello se ha creado un modelo paramétrico que permite simular la variación diaria de la temperatura del aire en el interior de un edificio acondicionado mediante TABS, obteniendo la de-manda energética requerida (energía transferida entre el agua y el núcleo de hormigón) y el tiempo de operación de la bomba al año.
El modelo considera el comportamiento de las cargas térmicas por la envolvente, las ganancias solares, las ganancias internas y las cargas por ventilación e infiltración; siendo las ganancias internas las cargas predominantes durante la ocupación. Estas cargas hacen que durante la mayor parte del año se requiera re-frigeración en el recinto. Sin embargo, durante los periodos sin ocupación, las cargas por infiltración y envolvente térmica pre-dominan generando pérdidas de energía desde el recinto hacia el exterior, lo que conlleva a la necesidad de calefacción en estos periodos. Esta demanda de calefacción se incrementa a medida que las temperaturas exteriores son menores.
El sistema se ha implantado con un modelo de control con-vencional cuyo controlador central regula: (i) el accionamiento de la bomba (abertura y cierre de válvulas) a través de la medición de una variable de control, que en este caso es la temperatura del aire interior; y (ii) la temperatura de suministro del agua, que varía según la temperatura del aire exterior
Los resultados del modelo muestran que la ciudad de Valpa-raíso (litoral central) presenta la menor demanda de energía (85 kWh/m2·año), siendo la ciudad de Puerto Montt (litoral sur) la que presenta el menor tiempo de operación de la bomba (1.055 horas/año). Esto significa que estos lugares son los que presentan un mayor potencial respecto al resto de zonas climáticas para utilizar los TABS. Además, las zonas del litoral en general tienen tempera-turas más estables que a las zonas interiores, lo que implica que la oscilación de temperatura es menor durante el día, ayudando a disminuir la demanda de calefacción y refrigeración
Por otro lado, la zona norte tiene una serie de desventajas: ma-yores ganancias externas producto de la mayor radiación inciden-te y mayores temperaturas máximas son contraproducentes con un edificio de oficinas, que intrínsecamente requiere refrigeración.
Por el contrario, en la zona sur interior y el extremo sur au-menta la demanda de calefacción, debido a las menores tempera-turas de la zona, que incrementan las cargas por infiltración y la envolvente durante los días sin ocupación
Respecto al modelo de control implementado, el modelo con-vencional es útil para otorgar valiosa información sobre el com-portamiento de los TABS. Sin embargo, no optimiza al máximo el potencial que poseen, ya que es susceptible que ocurran episodios de alternancia entre calefacción y refrigeración durante el mismo día. Esto refleja una de las carencias y limitaciones del modelo de control convencional respecto al modelo predictivo, ya que es contraproducente enfriar un recinto cuando está descendiendo la temperatura exterior, lo que acelera la disminución de temperatu-ra y aumenta la posibilidad de que el espacio requiera calefacción en algunas horas más si la noche es fría.
Es importante resaltar la relevancia que tienen los parámetros de control adoptados (temperatura de referencia, temperatura controlada, límites de confort para el accionamiento de la bomba y curva de temperatura de suministro del agua) en el resultado obtenido. Esta selección se hace para garantizar el confort térmico de los espacios, por lo que puede afirmarse que el modelo concebi-do en el trabajo es muy sensible tanto al criterio de confort térmi-co adoptado como al modo de controlar el sistema para lograrlo.
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MATERIAL SUPLEMENTARIOhttps://www.revistadyna.com/documentos/pdfs/_adic/9575-1.pdf
Cod. 9584 | Tecnología de la construcción | 3305.05 Tecnología del hormigón
nnnnartículo de investigación / research article Hormigón de bajas propiedades resistentes reforzado con fibras de poliolefina: consideraciones y diseño de un hormigón estructural competitivo
Marcos Alberti, Alejandro Enfedaque, Jaime Gálvez, Carlos Álvarez y Álvaro Picazo
322 | Dyna | Mayo - Junio 2020 | Vol. 95 nº3 | 322/326
DOI: http://dx.doi.org/10.6036/9584 | Recibido: 02/12/2019 • Inicio Evaluación: 03/12/2019 • Aceptado: 27/02/2020
Hormigón de bajas propiedades resistentes reforzado con fibras de poliolefina: consideraciones y diseño de un hormigón estructural competitivoModerate-strength concrete reinforced with polyolefin fibres: considerations and design of a competitive structural concrete
RESUMENEl hormigón reforzado con fibras de poliolefina (HRFP)
con finalidad estructural se ha convertido en una alternativa al hormigón reforzado con fibras de acero. Aunque el HRFP ha demostrado poder cumplir con los requisitos normativos, superar la resistencia residual fijada para aberturas de fisura de 0,5mm (fR1) supone en muchos casos un problema. Este requisito suele exigirse para evitar la fragilidad de la pieza y conlleva en muchas ocasiones cuantías de fibras de al menos 6kg/m³. En la mayoría de los estudios publicados se utilizan hormigones de altas prestaciones, con propiedades mecánicas elevadas y que hacen que el valor de resistencia de la rama de comportamiento lineal, fLOP, también lo sea. Como fR1 se establece como un valor proporcional de fLOP, la posibilidad de fabricar un hormigón de propiedades mecánicas inferiores podría suponer lograr un hormigón sin problemas de fragilidad, con importantes mejoras bajo solicitaciones de tracción
y flexión y coste muy competitivo. En este estudio se fabricaron hormigones de bajas propiedades mecánicas y se reforzaron con 6 y 7,5kg/m³ de fibras de poliolefina estructurales. Se analizó si dichos hormigones serían aptos para su empleo en elementos de baja responsabilidad estructural que requieran cierta capacidad sometidos a esfuerzos de tracción y flexión. Además, se estudió la influencia del método de incorporación de las fibras en las propiedades mecánicas del hormigón al introducirlas sueltas y en paquetes de 50g durante el amasado.
Palabras clave: Hormigón reforzado con fibras de poliolefina, requisitos normativos, hormigón de resistencia moderada.
1. INTRODUCCIÓNEl hormigón reforzado con fibras (HRF) constituye hoy en día
una alternativa al uso del hormigón armado [1, 2] que permite tener en cuenta la contribución de las fibras en el cálculo estruc-tural si se cumplen ciertos condicionantes [3, 4]. A lo largo de más de 50 años se ha hecho uso del hormigón reforzado con fibras de acero (HRFA) y por ello las normativas establecieron los requisitos a cumplir basados en éste. Sin embargo, el desarrollo de fibras plásticas con propiedades mecánicas mejoradas ha permitido ob-tener hormigones reforzados con fibras con carácter estructural con un menor peso de fibras y con una gran estabilidad química [5, 6]. Dentro de estas fibras plásticas, las fibras de poliolefina tienen propiedades que las hacen especialmente aptas para refor-zar hormigón: baja absorción de humedad, buen comportamiento en tracción, buena resistencia a la abrasión, baja densidad y bajo coste [7]. Todo ello convierte a las fibras de poliolefina en una so-lución [8] que contribuye a la reducción del coste del material y a mejoras en términos de durabilidad y sostenibilidad [9].
En varias aplicaciones prácticas [10, 11] se ha podido compro-bar que, a pesar de que los requisitos en las diferentes normativas fueron planteados basándose en el comportamiento de hormigo-nes reforzados con fibras de acero, el hormigón reforzado con fi-bras de poliolefina puede cumplir con las exigencias normativas. En el caso de la EHE-08, ésta permite considerar la contribución de las fibras al cálculo estructural siempre y cuando se superen unos requisitos mínimos de resistencia residual a tracción por flexión en el ensayo normalizado UNE-EN 14651 [12]. La EHE-08 exige valo-res de resistencia residual por encima del 40% del valor alcanzado en el límite de proporcionalidad (fLOP) para aberturas de fisura de 0,5mm y de, al menos un 20% para aberturas de fisura de 2,5mm (fR3). Por otro lado, la norma europea de fibras para hormigón, EN
nnnnMarcos Alberti1, Alejandro Enfedaque1, Jaime Gálvez1, Carlos Álvarez1 y Álvaro Picazo2
1 Universidad Politécnica de Madrid. ETS Ingenieros de Caminos, Canales y Puertos. Departamento de Ingeniería Civil: Construcción. Calle Profesor Aranguren, s/n – 28040 Madrid (España).
2 Universidad Politécnica de Madrid. ETS de Edificación. Departamento de Tecnología de la Edificación. Avda. Juan de Herrera, 6 – 28040 Madrid (España).
ABSTRACT• Polyolefin fibre reinforced concrete (PFRC) has become an
attractive alternative to steel fibre reinforced concrete for structural applications. Although PFRC has shown capacity for meeting the structural requirements set in the regulations sometimes, complying with the residual strength value at 0,5mm of crack opening (fR1) might be a challenge. That value is aimed at avoiding brittleness of the concrete element and in certain occasions require fibre dosages close to 6kg/m³. Most of the previous studies have been performed with normal or high quality concretes and consequently their strength at the end of the limit of proportionality (fLOP) is also remarkable. Given that the residual strength at fR1 is set as a proportional value of fLOP performing a concrete with lower mechanical properties would allow production of one that encountered fewer issues related with brittleness and offered improvement in tensile and flexural strength at a reduced cost. In this study, several concretes with reduced mechanical properties and with 6 and 7,5kg/m³ of polyolefin fibres were manufactured. Their mechanical response was analysed in order to determine if they were apt for their use in low responsibility structural concrete members. Moreover, the influence of the method used to add the fibres was studied by adding the fibres in two different ways adding them individually from sacks or using pucks (50g each one).
• Keywords: Polyolefin fibre reinforced concrete, regulation requirements, moderate strength concrete.
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14889-2 [13], exige alcanzar un mínimo de 1,5MPa para aberturas de fisura de 0,5mm (fR1), con un hormigón de referencia.
La experiencia más reciente con el uso estructural de fibras de poliolefina ha demostrado que es un material fiable y que podrían utilizarse con finalidad estructural a partir de dosificaciones de 6kg/m³ [14, 15, 16]. El requisito porcentual para fR3, que se re-laciona con el valor a utilizar en Estado Límite Último (ELU), se llega incluso a cumplir con dosificaciones de 3kg/m³. Sin embargo, cumplir con el requisito para pequeñas aberturas de fisura, fR1, implica duplicar la cantidad de fibras. Este requisito suele estar relacionado con el diseño en Estado Límite de Servicio (ELS) y se exige para evitar la fragilidad de la pieza. La mayor parte de las aplicaciones y estudios publicados emplean hormigones de alta calidad, que incrementan la resistencia obtenida en el límite de proporcionalidad (fLOP) y, al estar los requisitos fijados en fR1 y fR3 en relación a fLOP, requieren aumentar la dosificación de fibras hasta los 9-10kg/m³ para poder considerar la contribución de las mismas en el cálculo estructural.
Por ello, en el presente estudio se pretende comprobar la apti-tud estructural de un hormigón de propiedades mecánicas mode-radas reforzado con 6 ó 7,5kg/m³ de fibras poliolefina. Se estudia-rá el efecto que tiene el método de adición de las fibras durante la fase de amasado introduciéndolas de dos formas diferentes: suel-tas y mediante “pucks” (pequeños cilindros de fibras, con un peso aproximado de 50g). Por último, se realizará una comparación de los resultados obtenidos con los encontrados en la literatura con el fin de comparar la aportación de las fibras al material.
2. CAMPAÑA EXPERIMENTAL
2.1. MATERIALES Y DOSIFICACIÓNSe utilizó un cemento UNE-EN-197-1 CEM II/B-M 32,5 N y se
estableció una relación agua/cemento de 0,69. Se emplearon ári-dos silíceos machacados compuestos por grava gruesa y grava fina de tamaño máximo nominal de 16 y 8 mm respectivamente, según el análisis granulométrico realizado siguiendo la norma UNE-EN 933-1:1998 [17]. Se empleó árido fino silíceo. Las propiedades de las fibras usadas se pueden ver en la Tabla 1. Se eligieron fibras de 48mm de longitud por ser las más comunes en el mercado.
Se fabricaron cuatro tipos de hormigón que tuvieron como base la dosificación que se ve en la Tabla 1. A esta dosificación se añadieron 6 y 7,5kg/m³ de fibras que fueron introducidas median-te “pucks” (pequeños cilindros de fibras, con un peso aproximado de 50g) o sueltas.
En la Tabla 2 se muestra la designación de los hormigones fabricados y su resistencia a compresión media. Las mezclas se
amasaron durante tres minutos después de la adición de las fibras, que fueron añadidas en último lugar, lográndose una distribución uniforme de éstas, no generándose erizos ni segregaciones. En todos ellos se realizó el ensayo de asentamiento según la norma UNE-EN: 12350-2 [18], obteniéndose valores de 6-6,5cm. Aun registrándose valores de asiento que pueden calificar la
consistencia del hormigón como blanda hay que señalar que la adición de fibras es probable que haya reducido el asiento de la misma dosificación sin fibras.
2.2. DESCRIPCIÓN DE LOS ENSAYOSDe cada amasada se fabricaron 2 probetas cilíndricas
de ø150mm y 300mm de altura y 4 probetas prismáticas de 600x150x150mm³. Las probetas se dejaron en ambiente de la-boratorio durante las primeras 24 horas. Posteriormente, se con-servaron en cámara climática a 20ºC y 98% de humedad hasta la edad de ensayo. En la Tabla 2 se presentan los resultados de resistencia a compresión obtenidos para cada una de las amasadas siguiendo el ensayo descrito en UNE-EN: 12390-3 [19].
El comportamiento se midió mediante ensayos de fractura a tracción por flexión en tres puntos realizados siguiendo la norma UNE-EN 14651 [12]. Ésta es la referida por la EHE-08 [4] para evaluar la aptitud estructural de hormigones reforzados con fibras.
En el caso de las amasadas HRFP-7,5, se hicieron todos los ensayos a los 28 días. No se detectaron diferencias notables entre las propiedades de los hormigones con adición de fibras sueltas y aquellos con adición de fibras en “pucks”. En cuanto a las amasa-das de HRFP-6, una vez conocida la ausencia de diferencias entre las formulaciones tipo P y S, se realizaron los ensayos de compre-sión y tres ensayos de resistencia a la flexión por tracción a 21 días y uno a 28 días, para estudiar el efecto de un desencofrado prematuro. Esta modificación permitió evaluar las propiedades del hormigón fabricado siguiendo métodos de baja tecnificación.
Las probetas se entallaron con una sierra circular equipada con un disco de corte de 3mm de espesor refrigerado con agua. Los ensayos se llevaron a cabo en una máquina universal de ensayos Instron 8803 con una capacidad de carga de 500kN. Los ensayos se controlaron con la abertura de los labios de la fisura (CMOD) hasta una abertura superior a 5mm. La flecha se midió mediante dos transductores diferenciales de variación lineal (LVDT) coloca-dos a la altura de la entalla a cada lado de la probeta.
3. RESULTADOSSe puede ver que las formulaciones a los 28 días de edad tie-
nen una resistencia media a compresión de alrededor de 20MPa mientras que a 21 días solo alcanzan 15MPa.
En la Figura 1 pueden verse las curvas fuerza-CMOD obtenidas en los ensayos de fractura. La aportación de las fibras en los procesos post-fisuración de la matriz permitió al material alcanzar deformaciones elevadas sin producirse el colapso de la probeta.
Dosificación (kg/m³) Fibras de Poliolefina
Cemento 312 Denominación SikaFiber R-48
Agua 216 Densidad (g/cm³) 0,91
a/c 0,69 Longitud (mm) 48
Arena 875 øequivalente (mm) 0,93
Gravilla 198 Esbeltez (L/D) 52
Grava 519 Resistencia a tracción (MPa) > 400
Fibras 6,0/7,5 Nº fibras / kg 32895
Tabla 1. Dosificación por m³ de hormigón y propiedades de las fibras de poliolefina
Tabla 2. Nomenclatura de los hormigones y resultados de los ensayos a compresión de las probetas cilíndricas. Entre paréntesis figuran los coeficientes de variación
Dosificación fibras fcm (MPa) Edad de ensayo (días)
HRFP-7,5P Pucks (7,5kg/m3) 17,3 (0,01) 28
HRFP-7,5S Sueltas (7,5kg/m3) 20,1 (0,03) 28
HRFP-6P Pucks (6kg/m3) 15,0 (0,07) 21
HRFP-6S Sueltas (6kg/m3) 21,7 (0,04) 28
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La dispersión obtenida está dentro de los márgenes habituales en este tipo de hormigones, siendo los resultados comparables en ambas formulaciones. En la Figura 1(b) se ve que a 21 días los resultados obtenidos son superiores a los obtenidos a 28 días en el caso de la formulación HRFP-6S. No obstante, hay que resaltar que solo hay un resultado a 28 días de esta formulación por lo que la
comparación no es estadísticamente fiable.
Para poder analizar los resultados se obtuvieron los valores medios y su dispersión basándose en los comportamientos en fractura habituales encontrados en la literatura [5, 20], es decir, analizando la curva Fuerza-CMOD completa. Se obtuvieron los valores de resistencia residual mediante la expresión (1) establecida en [12].
(1)
En la Tabla 3 se observa cómo los valores de las resistencias residuales, en especial fR1 y fR3, se ven influidos por la cuantía de fibras. Así, fR1 está en el entorno de 1,5MPa con 6 kg/m3 de fibras y 1,8MPa con 7,5kg/m3. Por lo tanto, las formulaciones podrían considerarse estructurales según [4,
13]. Todos los valores de fR3 son superiores a los de fR1. Con 7,5kg/
m³ fR3 está alrededor de 2MPa, mientras que con 6kg/m³ está cerca de 1,8MPa. En las formulaciones donde se utilizaron “pucks” se obtuvieron valores de resistencias residuales mayores y con menor dispersión. Así pues, se puede considerar un método de adición
Tabla 3. Valores medios de resistencia residual obtenidos y coeficiente de variación * Valores obtenidos con una sola probeta
HRFP-6P (21 días) HRFP-6P (28 días)* HRFP-6S HRFP-7,5P HRFP-7,5S
fLOP (MPa) 2,3 (0,08) 2,6 (---) 3,2 (0,12) 2,4 (0,08) 2,8 (0,13)
fR1 (MPa) 1,5 (0,20) 1,3 (---) 1,4 (0,17) 1,8 (0,23) 1,6 (0,18)
% fLOP 64,8 49,8 45,5 77,1 57,0
fR3 (MPa) 1,9 (0,18) 1,5 (---) 1,7 (0,20) 2,4 (0,30) 1,9 (0,19)
% fLOP 80,2 58,0 54,0 99,4 70,0
Figura 1. Curvas fuerza – CMOD de los ensayos de resistencia a la flexión por tracción UNE-EN: 14651 [12]
Figura 2. Comparativa de resultados de fR1 y fR3 en % de fLOP para cada probeta y comprobación del cumplimiento de la EHE-08 [4]
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adecuado. No hay tendencia clara en los valores de fLOP obtenidos. Todos los hormigones cumplen que el valor en fR1 es superior
al 40% de fLOP y al 20% de fLOP en fR3 por lo que se puede tener en cuenta la contribución de las fibras en el cálculo estructural según [4].
4. DISCUSIÓNComo se puede observar en la Figura 2, todas las probetas,
excepto la HRFP6S3, superaron los requisitos establecidos en [4] para considerar la contribución de las fibras en el cálculo estruc-tural. Además, se cumple holgadamente el requerimiento del 20% de fLOP en fR3. En el caso de la probeta HRFP6S3 que no cumplió en fR1 es probable que se debiese a un menor número de fibras en el tercio de la superficie de fractura más cercano a la punta de enta-lla como ya se ha mostrado en estudios anteriores [15].
La norma EN 14889-2 requiere al fabricante la cuantía de fi-bras que permite superar 1,5MPa para fR1 y 1,0MPa para fR3 usando un hormigón de referencia. En la Figura 3, se puede observar que para estos hormigones es más restrictivo utilizar este criterio que lo solicitado por [4]. Los valores de fR3, como era esperable, supe-raron 1MPa en todas las probetas, mostrando la excelente apti-tud de las fibras de poliolefina como refuerzo con deformaciones importantes. Se puede apreciar en la Figura 3 que los valores de resistencia residual para aberturas de fisura de 3,5mm (fR4) per-manecen en valores muy similares. Cabe destacar que en otras investigaciones [20, 15], se observó que en general fR4 fue incluso superior si bien las fibras usadas eran de mayor longitud (60mm).
Se realizó un análisis de la influencia de la matriz utilizando datos de la literatura en los que se usaron hormigones de mayores propiedades mecánicas, el mismo tipo de fibras y la misma dosificación. Este aspecto es importante ya que las propiedades aportadas por las fibras dependen del anclaje fibra-matriz y por tanto de características de esta. En la referencia [15] se estudió el comportamiento de un hormigón autocompactante con 6kg/m³ de las mismas fibras utilizadas en este estudio. Dicho hormigón, denominado SCC6-48 tiene importantes diferencias: se usa superplastificante, un mayor contenido de cemento y filler calizo. La relación agua/cemento fue 0,5. La resistencia a compresión
media, fcm, a 28 días del hormigón fue 48,5MPa (fck=34,8MPa).
En la Figura 4, se han comparado las gráficas obtenidas en los ensayos de resistencia a la tracción por flexión de las probetas HRFP6S con las de la referencia [15].
Analizando las curvas de la Figura 4, se puede ver que, las ramas residuales son semejantes para los puntos característicos de las curvas de fractura de los materiales analizados. Las propiedades del hormigón afectan fundamentalmente a la resistencia fLOP como se puede ver en la citada figura. Por el contrario, los valores de la resistencia mínima de la rama de descarga son similares para todas las formulaciones. En el caso de los valores de la resistencia máxima registrada después de la caída de carga se puede ver que las formulaciones SCC6-48 muestran un mayor valor medio que la correspondiente al hormigón pobre con un contenido igual de fibras. Por lo tanto,
Figura 4. Curvas fuerza-CMOD de HRFP6S del presente trabajo y de SCC6-48 de la referencia [15]
Figura 5. Resultados de fR1 y fR3 en % de fLOP y comprobación del cumplimiento de los requisitos de la EHE-08 [4] para amasadas con dosificación de fibras de 6kg/m3
Fig. 3: Comparativa de resultados de fR1, fR3 y fR4 para cada probeta y comprobación del cumplimiento de la EN 14889-2 [13]
Cod. 9584 | Tecnología de la construcción | 3305.05 Tecnología del hormigón
nnnnartículo de investigación / research article Hormigón de bajas propiedades resistentes reforzado con fibras de poliolefina: consideraciones y diseño de un hormigón estructural competitivo
Marcos Alberti, Alejandro Enfedaque, Jaime Gálvez, Carlos Álvarez y Álvaro Picazo
326 | Dyna | Mayo - Junio 2020 | Vol. 95 nº3 | 322/326
parece que para estados de deformación elevados tiene una mayor importancia la capacidad resistente de la matriz.
Comparando los valores de fLOP, fR1 y fR3 de este trabajo con los de la referencia [15] se observa que los valores de fR1 son mayo-res en los hormigones SCC6-48, lo cual podemos justificar con el uso de hormigón autocompactante cuyo flujo tiende a mejorar la orientación de las fibras [20]. También puede comprobarse como fLOP es el valor en el que se producen mayores diferencias entre las formulaciones. Esto se considera lógico puesto que dicho valor está directamente relacionado con la resistencia de la matriz a tracción.
Para analizar la importancia que cobra el valor de fLOP, en la Figura 5 se han incluido los valores porcentuales de fR1 y fR3 res-pecto a fLOP. El hormigón de este estudio cumple los requisitos de la norma con mayor margen que el del artículo [15]. Esto es debido a que, a pesar de tener valores de fR1 y fR3 similares debido a la mis-ma dosificación de fibras, el valor de fLOP es mayor en las amasadas de [15]. Por tanto, el hormigón que se ha realizado en este estudio cumple los requisitos estructurales, aprovechando eficientemente cada material, sin problemas de fragilidad en aberturas de fisura iniciales.
5. CONCLUSIONESSe ha fabricado un hormigón de propiedades mecánicas mode-
radas reforzado con fibras de poliolefina que cumple los requisitos establecidos en las normas para tener en cuenta la contribución de las fibras en el cálculo estructural.
Este hormigón es un material con elevada ductilidad y resis-tencia residual que muestra una caída de carga limitada tras la fisuración de la matriz.
Los resultados obtenidos permiten considerar el uso de las fi-bras plásticas como refuerzo en la construcción de elementos que requieran notables resistencias post-fisuración y que no estén so-metidos a compresiones elevadas.
La comparación de los resultados de este estudio con los ob-tenidos en hormigones con propiedades mecánicas superiores e igual dosificación del mismo tipo de fibras [15] permitió obtener las siguientes conclusiones:
· Las resistencias residuales para las aberturas de fisura ini-ciales, fR1, fueron similares, aunque la caída de los valores de la resistencia en fLOP, permite fabricar un hormigón pobre con menores problemas de fragilidad y cumplir los requisitos estructurales con dosificaciones de fibras más bajas.
· Las resistencias residuales para las aberturas fR3 cumplieron los requisitos estructurales, demostrando la excelente con-tribución de estas fibras al comportamiento del hormigón con importantes deformaciones de tracción.
· Las resistencias residuales para las aberturas de fisura fR3 decrecieron con el empeoramiento de la matriz.
· Los valores de fR3 y fR4 de los hormigones de menor resisten-cia resultaron muy semejantes, siendo fR4 ligeramente infe-rior. Esto contrasta con los resultados obtenidos con matri-ces de mayor calidad.
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AGRADECIMIENTOSLos autores desean agradecer a Sika-SAU su colaboración y el suministro de las fibras. Además agradecen al Ministerio de Economía y Competitividad la concesión del Proyecto BIA2016-78742-C2-2-R.
Cod. 9278 | Organización industrial y políticas gubernamentales | 5309.03 Regulación gubernamental y sector privado
artículo de investigación / research articlennnnImpulsores de la construcción y rehabilitación de edificios que cumplen con el estándar Passive House (PH) en EspañaItziar Martínez-de-Alegría, Enara Zarrabeitia-Bilbao, Ana Fernández-Sainz e Izaskun Álvarez-Meaza
Mayo - Junio 2020 | Vol. 95 nº3 | 327/332 | Dyna | 327
DOI: http://dx.doi.org/10.6036/9278 | Recibido: 03/06/2019 • Inicio Evaluación: 05/06/2019 • Aceptado: 07/11/2019
Impulsores de la construcción y rehabilitación de edificios que cumplen con el estándar Passive House (PH) en EspañaDrivers of construction and refurbishment of buildings that meet the Passive House (PH) standard in Spain
RESUMENConsiderando su potencial para reducir las emisiones de Ga-
ses de Efecto Invernadero (GEI), la refundición de la Directiva de Eficiencia Energética de los Edificios (EPBD, por sus siglas en in-glés) establece el objetivo de que para diciembre de 2020 todos los edificios nuevos sean edificios de Energía Casi Cero (NZEB, por sus siglas en inglés). Este estudio ofrece una visión general de los edificios que siguen la norma de certificación del estandar Passive House (PH) en España, centrándose en el análisis de algunos im-pulsores fundamentales (población, Producto Interior Bruto (PIB), zonas climáticas, Certificados de Eficiencia Energética (EPCs) y es-pecialistas en construcción/remodelación de edificios) que pueden explicar la distribución regional de este tipo de edificios a lo largo de la geografía española. Las principales conclusiones ilustran que el “efecto de la zona climática” puede ser relevante a la hora de explicar su ubicación geográfica. Por el contrario, la evolución del mercado inmobiliario no está relacionada con su ubicación, y que a pesar de que el PIB y la población tienen un cierto efecto, el nú-
mero de Constructores PH es una variable fundamental a la hora de explicar el número de edificios en las regiones españolas. Por lo tanto, una política destinada a sensibilizar y mejorar la forma-ción técnica de estos especialistas y a extender este estándar (o similares) a las viviendas multifamiliares nuevas y renovadas en las grandes ciudades, puede ser fundamental para aumentar el número de NZEBs en este país.
Palabras clave: Edificios de Consumo de Energía Casi Nula; Passive House (PH); Certificación Energética; Código Técnico de Edificios en España; Eficiencia Energética; Cambio Climático.
1. INTRODUCCIÓNLos edificios son responsables de alrededor del 40% del con-
sumo energético y el 36% de las emisiones de CO2 en la Unión Europea (UE). Considerando el alto potencial del sector de la construcción para contribuir a la mitigación del cambio climático, la UE lanzó la Directiva 2010/31/CE (conocida como la Directi-va de Eficiencia Energética en Edificios (Energy Performance of Buildings Directive, (EPBD) por sus siglas en inglés). Esta Directiva establece que para diciembre de 2020 todos los edificios nuevos deben ser edificios de Energía Casi Cero (NZEB, por sus siglas en inglés), 2018 en el caso de edificios públicos. A fin de alcanzar este objetivo, los Estados Miembros de la UE deberán fijar sus propias metas NZEB reflejando sus condiciones nacionales o locales. Esta Directiva define un NZEB como un edificio con un muy alto ren-dimiento energético, donde la casi cero o muy baja cantidad de energía necesaria debería estar cubierta en gran medida por ener-gía procedente de fuentes renovables, incluyendo aquellas fuentes producida in situ o cerca [1]. Sin embargo, el término NZEB parece estar sujeto a distintas interpretaciones [2].
El objetivo del presente estudio es detectar algunas fuerzas motrices fundamentales que explican las diferentes ubicaciones de los edificios que siguen el estandar Passive House (PH) en Es-paña, considerado por muchos como un proxy de los NZEB [3] tal y como propone la directiva EPBD. El presente estudio centra el análisis en las regiones españolas (conocidas como “Comunidades Autónomas”). El resto del artículo está organizado de la siguiente manera: la sección 2 (Métodos y herramientas) proporciona una descripción general de la muestra seleccionada de los edificios y los criterios de certificación PH y se explica la metodología del análisis. Los resultados y discusión se presentan en la sección 3 y la sección 4 finalmente concluye.
nnnnItziar Martínez-de-Alegría1, Enara Zarrabeitia-Bilbao1, Ana Fernández-Sainz2 e Izaskun Álvarez-Meaza2
1 Universidad del País Vasco UPV/EHU. Escuela de Ingeniería de Bilbao (EIB). Dpto. Organización Empresarial. Universidad del País Vasco, Ingeniero Torres Quevedo Plaza, 1 - 48013 Bilbao, Vizcaya (España).
2 Universidad del País Vasco UPV/EHU. Facultad de Ciencias Económicas y Empresariales. Avenida Lehendakari Aguirre, 83 – 48015 Bilbao, Vizcaya (España).
ABSTRACT• Considering their potential to reduce Greenhouse Gas (GHG)
emissions, the Energy Performance of Buildings Directive (EPBD) recast set the objective that by December 2020 all new buildings shall be nearly Zero-Energy Buildings (NZEB). This study gives an overview of those buildings that follow the Passive House (PH) certification standard in Spain, focusing on the analysis of some fundamental driving forces (population, Gross Domestic Product (GDP), climatic zones, Energy Performance Certificates (EPCs) and building construction/refurbishment specialists) that may explain the regional distribution of these type of buildings. Main conclusions illustrate that the “climate zone effect” may have a relevant effect on their geographical location. In contrast, the evolution of the real estate market is not related with their location, and that despite the GDP and the population having a certain effect, the number of PH Constructors is found to be a fundamental variable in explaining the number of buildings in Spanish regions. Therefore, a policy destined to raise awareness and to improve the technical training of these specialists and to extend this standard (or similar ones) to new and refurbished multifamily houses in big cities, may be fundamental to increase the number of NZEBs in this country.
• Keywords: nearly Zero-Energy Buildings (NZEB); Passive House (PH); Energy Certification; Spanish Building Code ; Energy performance; Climate Change.
Cod. 9278 | Organización industrial y políticas gubernamentales | 5309.03 Regulación gubernamental y sector privado
nnnnartículo de investigación / research article Impulsores de la construcción y rehabilitación de edificios que cumplen con el estándar Passive House (PH) en EspañaItziar Martínez-de-Alegría, Enara Zarrabeitia-Bilbao, Ana Fernández-Sainz e Izaskun Álvarez-Meaza
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2. MÉTODOS Y HERRAMIENTAS
2.1. DESCRIPCIÓN GENERAL DE LA MUESTRA DE LOS EDIFICIOS SELECCIONADA Y LOS CRITERIOS DE CERTIFICACIÓN PH
Los datos sobre las edificaciones españolas se han btenido de la base de datos Pasive House Institute (PHI), que abarca más de 4.000 diferentes edificios de diferentes países de todo el mundo. Para el presente estudio, se han seleccionado los 69 edificios españoles que figuran en la base de datos. Los datos españoles se han verificado y completado a partir de la base de datos obtenidos de la página web de la Plataforma Española de PH [4][5]. El número total de edificios analizados, por lo tanto, es 71. Los 3 primeros edificios fueron regis-trados en la base de datos del PHI en 2009 en España (más datos y detalles sobre los edificios seleccionados en relación a sus años de construcción/rehabilitación, tipología, segmentos de la población de las ciudades donde se encuentran etc., pueden ser consultados en la Sección: Material adicional # 2.1.).
Como se muestra en la Figura 1, la mayoría de los edificios seleccionados se encuentran en el norte del país, cerca de la costa. Algunos de ellos están ubicados en el centro del país (Madrid y sus alrededores), con muy pocos en el sur.
2.2. METODOLOGÍA DE ANÁLISISEl objetivo es identificar algunas fuerzas motrices fundamen-
tales que explican la distribución regional de los edificios seleccio-nados. Este análisis se divide en dos partes:
a) En primer lugar, después de ofrecer una visión general de la distribución de los edificios seleccionados por regiones, se procede a realizar un análisis de la correlación entre los edi-ficios seleccionados y los potenciales impulsores selecciona-dos (el Producto Interno Bruto per cápita (GDPpc), los Certifi-cados de Eficiencia Energética (EPC, por sus siglas en inglés) y los especialistas en construcción/renovación de edificios. Se proporcionan más detalles sobre estas variables en la sec-ción # 2.2. del Material adicional). Además, se ha llevado a
cabo una Regresión de Mínimos Cuadrados Ordinarios (MCO) (véase los resultados de la sección 3.1).
La variable dependiente seleccionada es:# PHi = número de edificios seleccionados en cada región.
i=1…17
Las variables explicativas son:i. El producto interno bruto (PIBi), la población (POPi) y el PIB
per cápita (PIBi pc) en cada región.
Los datos del PIB para el 1/1/2016 están medidos en paridad de poder de compra estándar (PPS, por sus siglas en inglés). Los datos de población utilizados son de finales de año anterior a 1/1/2016 [6]. La primera hipótesis (H1) propuesta es:
H1: Existe una correlación positiva significativa entre PIBi; POPi; PIBi per cápita; y # PHi
ii. Actores fundamentales.
Han sido considerados los siguientes especialistas apareciendo como asociados a la Plataforma PH (obtenidos de la página web de la Plataforma Española de PH): 28 Constructores, 79 arquitectos técnicos, y 262 arquitectos [4]. La segunda hipótesis propuesta (H2) es:
H2: Existe una correlación positiva significativa entre el # de constructores en cada región (CONSi), el # de arquitectos técnicos (T.ARCi), el # de arquitectos (ARCi), el # de arquitectos diseñadores de PH (ARCi PHD), y el # de PHi.
iii. Certificados de Eficiencia Energética (EPC).
Los datos sobre los EPC en cada región son obtenidos del Mi-nisterio de Industria, Energía y Turismo [7]. Como la mayoría de
Figura 1: Distribución geográfica de los edificios que siguen la metodología de certificación PHs en España
Nota: La figura no muestra el edificio ubicado en las Islas CanariasFuente: Elaboración propia sobre la base de los datos obtenidos a partir de: [4][5]
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los edificios seleccionados son edificios certificados como PH, se esperaría obtener una “etiqueta tipo A”. Por lo tanto, el como ter-cera hipótesis (H3) se propone:
H3: Existe una relación positiva significativa entre estas regio-nes (“Comunidades Autónomas”) con un alto porcentaje de “eti-queta tipo A” y el # PHi.
Además, teniendo en cuenta los resultados de los análisis de correlación lineal, se ha realizado un análisis de regresión múltiple para medir el impacto de estas variables causales y explicar el nú-mero de PH nuevas o rehabilitadas en España. En este análisis, se propone un número de diferentes modelos de regresión lineal para obtener un modelo basado en la ecuación (1):
(1)
Donde:Yi Es la variable dependiente: Número de edificios nuevos o
rehabilitados PH registrados en España en el período 2009-2017 en cada región (# PHi).
X1i Es el PIB per cápita de cada región.X2i Es el número de constructores en cada región.X3i Es el número de arquitectos y diseñadores PH en cada re-
gión.X4i
Es el número de arquitectos técnicos en cada región.
a) En segundo lugar, se analiza el posible efecto de otras varia-bles relevantes que también puedan explicar en parte la dis-tribución geográfica general de los edificios (ver sección de resultados 3.2). Este estudio incluye:i. El análisis de la relación entre el aumento de las estima-
ciones de viviendas para las siete regiones donde están situados un mayor número de edificios seleccionados y el incremento del stock de edificios en esos lugares. El objetivo es detectar cualquier relación existente entre el mercado inmobiliario y el número de edificios seleccio-nados en las regiones españolas.
ii. La consideración de las condiciones climáticas de la zona donde están situados los edificios, que depende de la ubi-cación específica y la altitud. Los datos sobre la altitud y la ubicación son obtenidas de Google Earth [8] (Más detalles sobre las zonas climáticas de España pueden ser consultados en la sección # 2.2. del Material adicional).
3. RESULTADOS Y DISCUSIÓN
3.1. DISTRIBUCIÓN DE CASAS PASIVAS (PH) POR REGIONES: EL MODELO DE CORRELACIÓN Y REGRESIÓN DE MÍNIMOS CUADRADOS ORDINARIOS (MCO)
La mayor concentración de edificios se encuentra en Catalu-ña, con un 22,5% del total. Juntas, las Comunidades Autónomas del norte, incluyendo Cataluña, País Vasco, Asturias y Navarra, cuentan con el 52% de los edificios del país (ver figura 1 y 2). Si agregamos las Comunidades Autónomas de Madrid y Castilla y León, esta cifra se eleva a casi el 70% de los edificios selecciona-dos (véase la figura 2). La región con el PIB per cápita más alto es la Comunidad de Madrid, seguida por el País Vasco, Navarra, y Cataluña. La región con menor renta es Extremadura, seguida de Andalucía, Castilla-La Mancha y la Región de Murcia. La re-gión con la mayor población es Andalucía, seguida de Cataluña, la
Comunidad de Madrid y la Comunidad Valenciana. La región con menor población, seguida de La Rioja, Navarra, Cantabria y Astu-rias (Figuras con detalles sobre el PIB per cápita y la población por comunidades autónomas pueden ser consultados en el material adicional en la sección # 3.1).
La tabla 1 muestra los resultados de los coeficientes de co-rrelación entre el número de PHs en cada comunidad autónoma española y las variables explicativas independientes definidas.
En cuanto a las variables socioeconómicas, los principales re-sultados del análisis de correlación muestran que:
- Como era de esperar, hay una correlación positiva significativa (alrededor de 0,62) entre el # PHi y el PIB per cápita. Sin em-bargo, esta variable no es fundamental para explicar el número de PHs en cada región de España. Algunos casos notables son el de Cataluña que tiene el mayor número de PHs, pero sólo el cuarto PIB per cápita más alto, y la de Asturias, donde el PIB per cápita es inferior a la media española pero el número de PHs construido o reformado es el tercero más alto de España.
- Existe una correlación positiva (0,42) entre la población de cada región y el # PHi, sin embargo, esta no es estadística-mente significativa. Algunos casos notables son la de Anda-lucía, que tiene la mayor población, sino que contiene sólo el 5,6% de la PHS, y las comunidades de Madrid y Valencia, que son la tercera y cuarta regiones más importantes en términos de población, pero representan sólo el 8,4% y el 2,5% del # PHi, respectivamente.
Los principales resultados del análisis de correlación de actores seleccionados son como sigue:
- Existe una significativa correlación positiva (0,78) entre el número de PH y el número de constructores en cada región; esto es considerablemente más marcada que la correlación para el PIB (0,62) y, por lo tanto, es la variable más importan-te para explicar los diferentes números de PHs en regiones de España.
También hay una significativa correlación positiva entre el nú-mero de PHs en cada región y el número de los siguientes especia-listas en cada comunidad:
- Los arquitectos (0,53).- Los arquitectos técnicos (0,53).- Los arquitectos que también son diseñadores de PH (0,59).
Así se confirma la hipótesis 2 (H2), especialmente para los constructores, donde se da una correlación del 0,77.
En cuanto a los EPC se refiere, los coeficientes del cuadro 1 muestran que no hay correlación entre las Comunidades Autóno-
Figura 2: Número de PHs por Comunidades Autónoma en EspañaFuente: Elaboración propia sobre la base de los datos obtenidos a partir de: [4][5]
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mas con una alta proporción de “etiqueta tipo A” en comparación con certificados de nivel inferior (B, C, etc.) y el número de edifi-cios en las comunidades autónomas, por lo que la tercera hipótesis (H3) no está confirmada. Consideramos que la principal razón para explicar estos resultados puede ser debido a la escasez de datos (el certificado EPCs se hizo obligatorio para edificios recién construi-dos a partir de 2013).
Considerando los resultados de los coeficientes de correlación de la Tabla 1 y de la ecuación (1), se proponen los siguientes mo-delos de regresión lineal:
Modelo 1:
Modelo 2:
Modelo 3:
Modelo 4:
La Tabla 2 muestra los resultados de los coeficientes de re-gresión para las propuestas de modelos de regresión lineal, el coeficiente de determinación y el coeficiente corregido. Como se muestra, las variables cuya correlación no es significativa para ex-plicar la variable “número de PHs” en cada región (# PHi) están excluidos de los modelos propuestos. Se han detectado problemas de co-linealidad entre los especialistas seleccionados (es decir, el coeficiente de correlación entre “# de arquitectos técnicos” y “# de arquitectos que también son diseñadores de PH” es casi 0,75, así como el coeficiente de correlación entre “# de arquitectos que también son diseñadores de PH” y “#” de constructores, que es casi 0,56). Estos problemas de co-linealidad pueden causar un efecto de distorsión en los modelos de regresión propuestos. De hecho, la variable “# de ARC” ha sido eliminada para evitar este problema.
Las distintas especificaciones de los modelos propuestos han sido consideradas con el fin de seleccionar el modelo más adecua-do. Con ese objetivo, los distintos indicadores (de significación in-dividual y significación conjunta y coeficientes de determinación) se utilizan para ayudar a evaluar la especificación del modelo en términos de la contribución de las variables explicativas incluidas dentro de él. Además, se han llevado a cabo las pruebas clásicas de multicolinealidad, variables omitidas y heterocedasticidad. Los cuatro modelos considerados sólo difieren en las variables expli-cativas incluidas. El modelo 1 es el más general, e incorpora las variables de los demás modelos. Esto significa que el resto de los modelos se obtienen mediante la imposición de una o más res-tricciones sobre los coeficientes del modelo 1. En este caso son limitaciones de exclusión (es decir, uno o más coeficiente = cero). En los modelos 1, 2 y 3, las variables #ARC PHDi y # T.ARCi no son individualmente significativos en los niveles de significación habituales. Así, una vez que las variables explicativas PIBi pc y #CONSise controlan, las variables # ARC PHDi y T.ARCi no afectan significativamente al número de casas pasivas en cada región. El contraste de significación conjunta en los modelos 1, 2 y 3 indica no aceptar la hipótesis nula de que todos los coeficientes excepto el término constante son cero, es decir, las variables que se inclu-yen son conjuntamente significativas. Además, el mejor ajuste de
Tabla 1: coeficientes de correlación entre el número de PHs en cada región y las variables causales seleccionadas.Nota: *** significativo al nivel del 5%; valor Crítico al 5% (dos colas) = 0.4821
Media y desviac. stand. Las correlaciones
# PHi # ARCi
# ARCi PHD # CONSi # T. ARCi
% De “Una etiqueta EPC”
POPi PIBi PIBi pc
# PHi
7.888(16,21) 1.0000 0,531*** 0.585*** 0,773*** 0,533*** 0.395 0.423 0568*** 0,624*** # PHi
# ARCi
29.111(59.17) 1.00 0,806*** 0.63*** 0.652*** 0.491*** 0,718*** 0.789*** 0.546*** # ARCi
# ARCi PHD 0.777(1,66) 1.00 0,559*** 0,749*** 0,283 0.364 0.55*** 0,659*** # ARCi
PHD
# CONSi
3.111(6,48) 1.00 0.45 0.025 0.732*** 0,806*** 0,425 # CONSi
# T. ARCi
8.777(17.801) 1.00 0,372. 0,328 0.485*** 0,559*** # T. ARCi
% De “Una etiqueta EPC”
0,285(0,22154) -0.268 -0.236 0.165
% De “Una etiqueta EPC”
POPi
4,684,300(8,671,000) 1.00 0.94*** 0.096 POPi
PIBi
124,440(238,830) 1.00 0.357 PIBi
PIBi pc 0.025458(0.005). 1.00 PIBi pc
Variables Modelo 1 Modelo 2 Modelo 3 Modelo 4
Constante-4.76*(2,53)
-4.407*(2,71)
-4.68*(2,67)
-4,70*(2.61)
PIBi pc255.48**(120.20)
239.04*(126.19)
265.38**(121.24)
266.56**(112.19)
# CONSi
1.26***(0,43)
1.23***(0,39)
1.27***(0,45)
1.27***(0,39)
# ARC PHDi
-0.063(0,25)
-0.0026(0.19)
-
# T.ARCi
0.147(0,23)
0.1022(0,15)
- -
R2 0.7101 0,7083 0.7039 0.70392 0.6134 0.6409 0.6355 0.6616
#DeLas Comunidades Autónomas
17 17 17 17
Tabla 2: Estimación MCO con errores robustos HACNota: Desviación estándar entre paréntesis
Nivel de significación: *(10 %) **(5 %), ***(1 %)
Cod. 9278 | Organización industrial y políticas gubernamentales | 5309.03 Regulación gubernamental y sector privado
artículo de investigación / research articlennnnImpulsores de la construcción y rehabilitación de edificios que cumplen con el estándar Passive House (PH) en EspañaItziar Martínez-de-Alegría, Enara Zarrabeitia-Bilbao, Ana Fernández-Sainz e Izaskun Álvarez-Meaza
Mayo - Junio 2020 | Vol. 95 nº3 | 327/332 | Dyna | 331
los diferentes modelos, cuando se tiene en cuenta el número de variables explicativas incluidas en el modelo, es el modelo 4, con un coeficiente de determinación corregido de 0.6616. Por todas estas razones, hemos seleccionado la especificación del modelo 1 como la más adecuada teniendo en cuenta las variables selec-cionadas.
Por otro lado, los resultados del modelo de regresión de Mí-nimos Cuadrados Ordinarios (MCO) propuesto (modelo 4) ilustra que: a) el aumento del PIB per cápita por 100.000 unidades de PPS (1 millones de pps) significaría aproximadamente 266 nuevas ca-sas pasivas; y b) un nuevo constructor representaría 1.270 nuevas viviendas. En cualquier caso, estos resultados sólo se han reflejado a modo de ilustración. De hecho, consideramos que sería necesario obtener una mayor cantidad de datos para que estos resultados sean verdaderamente representativas.
3.2. CONSIDERACIONES FINALES SOBRE LA UBICACIÓN GEOGRÁFICA GLOBAL: EL MERCADO INMOBILIARIO Y LA ZONA CLIMÁTICA
La tabla 3 muestra el aumento del stock de vivienda de las sie-te comunidades autónomas donde están situados la mayor parte de los edificios seleccionados. Como se muestra, el mayor núme-ro de edificios seleccionados parece no estar relacionada con el aumento del stock de viviendas en las regiones españolas, por lo tanto, se puede suponer que una mayor proporción de los edificios seleccionados no tiene porqué estar relacionados con la evolución del mercado inmobiliario español.
A pesar de que una gran proporción de los edificios están ubi-cados en zonas costeras (es decir, generalmente a bajas altitudes), es sorprendente que alrededor del 58% de ellos se encuentran a
más de 250 metros, y casi el 40% se encuentra por encima de 500 metros (ver Figura 3), por lo tanto, relativamente a altas altitudes.
La tabla 4 muestra el número de edificios ubicados en cada zona climática. En lo que respecta a las zonas climáticas, el Código Técnico de la Edificación define doce zonas basadas en severidad climática invernal (WCS por sus siglas in inglés) y severidad climá-tica de verano (SCS por sus siglas in inglés) (más detalles sobre es-tas zonas climáticas pueden consultarse en la sección de Material adicional #2.2). 26 edificios están situados en zonas de clima de D1 y E1 (36.61% del total). Si añadimos los 11 edificios ubicados en la zona D3, en conjunto constituyen el 52% del total de los edificios. Por lo tanto, la mayoría de los edificios están situados en zonas con inviernos fríos y veranos suaves, que son:
a) Las zonas climáticas correspondientes al norte de España (Figura 1 y 2 muestra que la mayoría de los edificios están situados en esta zona).
b) Zonas climáticas correspondientes a otras regiones a alti-tudes elevadas, como en el caso de los edificios situados en la Comunidad de Madrid y el área circundante (como se ilustra en la Figura 1, correspondiente al centro del país).
Entre algunas de las causas pertinentes que pueden explicar este hecho, podemos mencionar:
a) El 73% de los edificios analizados en España son vivien-das unifamiliares. Este tipo de casa es más probable que se construya en las ciudades pequeñas y medianas, en lugar de en las grandes ciudades, donde hay menos espacio dis-ponible (si bien, no está del todo claro si el hecho de que la mayoría de los edificios son casas individuales, y el hecho de que la tierra es escasa en las grandes ciudades, conduce a que éstos edificios se ubiquen principalmente en las peque-ñas y medianas aldeas y ciudades; o si el hecho de que se encuentran en las pequeñas y medianas aldeas o ciudades conduce a que sean en su mayoría casas individuales). En todo caso, es probable que el hecho de que los propietarios sean a menudo los constructores de los edificios (y, por lo tanto, pueden beneficiarse de los ahorros de energía de su uso) sea determinante para explicar la proporción tan im-portante de viviendas unifamiliares de tipo NZEB, ya que en definitiva parece más fácil construir viviendas unifamiliares en lugares aislados que en pueblos o ciudades, con altitudes más altas, por lo tanto, con mayor WCS.
b) Algunos autores muestran que el estándar PH se ha concen-trado tradicionalmente en nuevas construcciones en climas fríos [3]. Por lo tanto, parece haber un “efecto de zona cli-mática” (es decir, estos tipos de edificios son más populares en las zonas con mayor WCS), como es el caso en el norte del país.
4. CONCLUSIONES Y FUTURAS LÍNEAS DE INVESTIGACIÓN
4.1. CONCLUSIONES GENERALESEspaña muestra un creciente número de edificios que se adap-
ten a la metodología de PH, especialmente desde 2013. La mayoría de los edificios analizados son viviendas unifamiliares recién cons-truidas, ubicadas principalmente en zonas con elevada severidad climática invernal (WCS). Estos edificios se concentran principal-mente en el norte y el centro del país, en ciudades pequeñas y medianas o aldeas de altitudes relativamente altas (es decir, luga-res aislados). Esta distribución puede estar determinada, en parte,
Tabla 3: Incremento del stock de vivienda de varias Comunidades Autónomas.Fuente: [9].
2002 2006 2010 2014 2016
Asturias 1.56 2.18 1.20 0.09 0.06
Castilla y León 2.02 2.46 0.79 0.23 0.12
Cataluña 1.84 1.80 0.42 0.15 0.15
Extremadura 1.16 1.05 0.88 0.26 0.17
Comunidad de Madrid 1.38 2.48 0.65 0.31 0.35
Navarra 1.88 2.68 0.56 0.56 0.23
Pais Vasco 1.86 1.31 0.93 0,49 0.34
Rioja (La) 2.63 3.31 1.41 0.20 0.21
Promedio de Comunidades Autónomas 2.16 2.47 0.80 0.20 0.17
Figura 3: Número de PHs por altitud (en metros) en EspañaFuente: Elaboración propia sobre la base de los datos obtenidos a partir de: [8] [4][5]
Cod. 9278 | Organización industrial y políticas gubernamentales | 5309.03 Regulación gubernamental y sector privado
nnnnartículo de investigación / research article Impulsores de la construcción y rehabilitación de edificios que cumplen con el estándar Passive House (PH) en EspañaItziar Martínez-de-Alegría, Enara Zarrabeitia-Bilbao, Ana Fernández-Sainz e Izaskun Álvarez-Meaza
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por el mencionado “efecto de zona climática” para las viviendas ubicadas en el norte del país. Por otro lado, porque los dueños son a menudo también los constructores de los edificios, siendo éstos los que se benefician directamente de los ahorros de energía resul-tantes de su uso, de modo que tienen un verdadero incentivo para invertir en edificios tipo NZEB. En cualquier caso, la ampliación de este estandar (o similar) a edificios nuevos y rehabilitados en las grandes ciudades, parece esencial para aumentar el número de NZEBs en el sector de la construcción en España.
En cuanto al análisis por regiones españolas, los resultados muestran que una proporción mayor de los edificios seleccionados no está relacionada con la evolución del mercado inmobiliario en esas regiones, lo que significa que hay otros factores que explican la distribución geográfica de PH proyectos encontrados en las Comuni-dades Autónomas españolas. La variable explicativa más relevantes encontrada es el número de Constructores de PH. Inesperadamente, el efecto que estos especialistas tienen, es mayor que el efecto de otros especialistas (tales como los arquitectos o los arquitectos téc-nicos) asociados la Plataforma Española de PH, y considerablemente mayor que la del PIB pc y la población de cada región. Estos resul-tados sugieren que una política de difusión y capacitación dirigida a mejorar los conocimientos técnicos de esta norma (o similar) entre los especialistas mencionados anteriormente puede ser un instru-mento de política fundamental para aumentar el número de NZEBs en este país. En contraste, no se ha encontrado correlación entre una mayor proporción de este tipo de edificios y los Certificados de Eficiencia Energética (EPC) con “etiquetas tipo A” en las distin-tas regiones españolas. Consideramos que la principal razón para explicar estos resultados puede ser debido a la escasez de datos (los EPCs se hicieron obligatorios para edificios recién construidos a partir de 2013). Sin embargo, una profundización de la investigación relacionadas con esta cuestión puede ser de gran interés con miras a obtener conclusiones más sólidas.
4.2. FUTURAS LÍNEAS DE INVESTIGACIÓNSe sugiere además la profundización sobre los siguientes fac-
tores para futuros análisis:a) Aquellos factores técnicos que podrían influir en el desarro-
llo construcción del estándar PH;b) Si las técnicas de construcción habituales del país favorecen
o no a la construcción de estos edificios;c) La existencia de productos PH nacionales certificados para
la construcción;
d) La relación entre el tipo de energía que abastece a los edifi-cios (también diferenciar entre pueblos y ciudades), el pre-cio de la energía y su evolución;
e) La ubicación de un gran número de edificios de PH puede de-pender también de la difusión de las normas y su competitivi-dad en el mercado, como, por ejemplo, comprobando si en la ciudad española donde se celebra el congreso anual relacio-nado con los NZEB existe un mayor número de edificios PHs.
f) Se podría considerar también las posibles diferencias exis-tentes entre el lugar de residencia habitual y segunda resi-dencia;
g El papel desempeñado por las administraciones públicas en la promoción de este tipo de proyectos en las regiones españolas parece ser también fundamental a la hora de explicar el nú-mero de estos edificios (véase, por ejemplo, el análisis realiza-do por [12]). Podría considerarse: (a) las políticas y legislación (nacional, regional o local) relacionadas con la promoción de este tipo de edificios (es decir, la política fiscal, los nuevos re-querimientos de eficiencia energética, etc.); o bien (b) a través del análisis de licitaciones de proyectos para construir nue-vas NZEBs o para la rehabilitación de edificios existentes y su transformación en NZEB.
h) Considerando el número limitado de datos existentes, el pre-sente estudio podría ser extendido, incluyendo datos más ac-tualizados, pero incluyendo también los edificios que han sido construidos según el estándar de PH, pero que actualmente no están dentro de la base de datos de PH. Además, este aná-lisis podría extenderse a otros países o regiones (como por ejemplo, haciendo bloques separados teniendo en cuenta las distintas zonas climáticas, etc.).
i) Finalmente, sería apropiado considerar ambos, la varia-ble dependiente y también algunas variables independien-tes (por ejemplo, # CONSi) en términos relativos.
REFERENCIAS[1] European Union. Directive 2010/31/EU of the European Parliament and of the
Council of 19 May 2010 on the energy performance of buildings. 2010.[2] D’Agostino D, Mazzarella L. What is a Nearly zero energy building? Overview,
implementation and comparison of definitions. J Build Eng 2019;21:200–12. doi://doi.org/10.1016/j.jobe.2018.10.019.
[3] Consoli A, Costanzo V, Evola G, Marletta L. Refurbishing an Existing Apartment Block in Mediterranean Climate: Towards the Passivhaus Standard. Energy Procedia 2017;111:397–406. doi:10.1016/j.egypro.2017.03.201.
[4] PEP. Plataforma Edificación Passivehaus (PEP); Pagina web Plataforma Edificación España; base de datos edificios en España y base datos profesionales 2017;2017. http://www.plataforma-pep.org/.
[5] PHI. Passive House Institute (PHI): Passive House Database 2017. https://passivhausprojekte.de/index.php?lang=en.
[6] Eurostat. Population on 1 January by NUTS 2 region 2017. http://ec.europa.eu/eurostat/tgm/table.do?tab=table&init=1&plugin=1&language=en&pcode=tgs00096.
[7] MINETUR. Ministerio de Industria Energía y Turismo: Estado de la certificación energética de los edificios datos CCAA 2015.
[8] Google. Google Earth 2017.[9] Ministerio-de-Fomento. Boletín esatadístico online. Estimación del parque de
viviendas. vol. 2018. 2018.[10] Google. Google Maps 2017;2017. https://maps.google.es/.[11] Spain. Orden FOM/1635/2013, de 10 de septiembre, por la que se actualiza
el Documento Básico DB-HE «Ahorro de Energía», del Código Técnico de la Edificación, aprobado por Real Decreto 314/2006, de 17 de marzo 2013.
[12] Martínez-de-Alegría I, Alvarez-Meaza I, Zarrabeitia-Bilbao E, Bueno-Mendieta G, Vicente-Molina A. The nearly zero-energy building (nzeb strategy in the european union (EU): The Spanish perspective. Dyna 2016;91. doi:10.6036/7851.
AGRADECIMIENTOSLas autoras reconocen la financiación de la investigación desde el Gobierno Vasco (IT1359-19 e IT1259-19). Nos gustaría agradecer a los revisores anónimos por sus comentarios, los cuales han contribuido a mejorar la calidad de este trabajo.
Las zonas climáticas WCS SCS
Zona climática # De PHs WCS # De PHs SCS # De PHs
Α3 1 Α 1 1 35
B3 4 Un 0 2 15
B4 2 B 6 3 19
C1 9 C 19 4 2
C2 7 D 31 Total 71
C3 3 E 14
D1 11 Total 71
D2 8
D3 11
E1 15
Total 71
Tabla 4: Número de PHs por zona climática y por nivel de WCS y SCS en EspañaFuente: Elaboración propia sobre la base de los datos obtenidos a partir de: [10] [4][5]. [11]
Cod. 9576 | Tecnología e ingeniería mecánicas | 3313.04 Material de construcción
artículo de investigación / research articlennnnAnálisis comparativo de las escayolas reforzadas con fibras para la elaboración de prefabricadosDaniel Ferrández, Pablo Saiz, Carlos Morón y Evangelina Atanes-Sánchez
Mayo - Junio 2020 | Vol. 95 nº3 | 333/336 | Dyna | 333
DOI: http://dx.doi.org/10.6036/9576 | Recibido: 02/12/2019 • Inicio Evaluación: 03/12/2019 • Aceptado: 30/01/2020
Análisis comparativo de las escayolas reforzadas con fibras para la elaboración de prefabricadosComparative analysis of fibre-reinforced plasters for the production of precast elements
RESUMENLa escayola es un material ampliamente utilizado desde la an-
tigüedad y que se emplea en gran cantidad de edificios y construc-ciones industriales. Debido al gran desarrollo que ha presentado la construcción prefabricada en los últimos años, diversos autores han tratado de mejorar las propiedades de los paneles y placas de escayo-la mediante variaciones en su composición. Este estudio tiene como objetivo determinar qué tipo de fibra de entre las más empleadas en el mercado para su utilización en el amasado de escayolas presenta mejores propiedades para su uso en prefabricados. Para ello, se han empleado cinco tipos de fibras, dos naturales (madera y paja) y tres sintéticas (vidrio, basalto y polipropileno) realizando todos los en-sayos conforme marca la actual norma UNE-EN 132792:2006. Las conclusiones muestran tras el análisis estadístico, como la fibra de vidrio presenta mejores resultados para su aplicación en la fabrica-ción de placas y paneles prefabricados de escayola.
Palabras clave: escayolas, fibras naturales, fibras sintéticas, prefabricados.
1. INTRODUCCIÓN La escayola es un material de construcción ampliamente uti-
lizado desde la antigüedad, caracterizado por ser un tipo de yeso con un índice de pureza, finura de molido y color blanco más pro-nunciado. Entre sus propiedades más destacadas se encuentran su rapidez de fraguado tras una reacción exotérmica, buena adhe-rencia a los materiales cerámicos, dureza inversamente proporcio-
nal al contenido en agua de amasado, buen aislamiento térmico y acústico, ser un material incombustible y elevada capacidad de re-gulación higrotérmica [1-2]. Además, por su abundancia, su buena trabajabilidad y coste reducido, hacen de este conglomerante un material óptimo para su empleo directo en obra [3], siendo por tanto necesario conocer sus propiedades para poder estudiar su posterior comportamiento.
Entre las líneas de investigación actuales acerca de este tipo de materiales, encontramos tres tipos: las destinadas a mejorar sus propiedades como ligantes capaces de unir entre sí materiales de construcción [4], otras destinadas a la aplicación más industriali-zada de la escayola sobre paramentos interiores [5], y, por último, las destinadas a la elaboración de elementos prefabricados en la edificación [6].
En relación a esta última línea de investigación, varios autores se han centrado en el estudio de la viabilidad de la adición de fibras en la matriz de escayola durante el amasado para mejorar las características de estos materiales. Entre los estudios más re-cientes con fibras naturales destacan la adición de fibra de cáña-mo para mejorar propiedades termo-mecánicas [7], la adición de fibra de abacá para prefabricados [8], o la adición de fibra de olivo para mejorar propiedades higrotérmicas [9]. En cuanto a las fibras artificiales, los avances más punteros son aquellos que se centran en la incorporación de nano partículas [9].
Además, debido al creciente impacto que el sector de la cons-trucción ejerce sobre el medioambiente, algunos autores se han centrado en el empleo de fibras recicladas de lana de vidrio o de lana de roca, donde se presentan resultados que demuestran que es posible su sustitución para su uso en este tipo de materiales mejorando notablemente sus propiedades [10-11]. No obstante, en términos generales, todos los autores coinciden en que estas mejoras dependen del porcentaje de fibra añadido, de la longitud de la fibra, de su orientación y del grado de dispersión de la fibra en la matriz del material de escayola [12].
El objetivo de este trabajo es evaluar el comportamiento de las escayolas reforzadas con fibras para su empleo como materiales prefabricados. Para ello, se han empleado cinco tipos diferentes de fibra (tres sintéticas: polipropileno, vidrio y basalto, y dos natura-les: madera y paja) y dos dosificaciones por cada tipo de mezcla. Además, se ha realizado el correspondiente análisis fisicoquímico de las escayolas empleadas para complementar los ensayos mecá-nicos, y se ha llevado a cabo un análisis estadístico de los resulta-dos para determinar cual de las dosificaciones empleadas presenta mejores prestaciones.
nnnnDaniel Ferrández1, Pablo Saiz2, Carlos Morón3 y Evangelina Atanes-Sánchez4
1 Universidad Politécnica de Madrid. Departamento de Ingeniería de Organización, Administración de Empresas y Estadística. Calle de los Ciruelos - 28660 Boadilla del Monte, Madrid (España).
2 Universidad Rey Juan Carlos. Dpto. de Economía Financiera, Contabilidad e Idioma Moderno. Paseo de los Artilleros, 38 - 28032 Madrid (España).3 Universidad Politécnica de Madrid. Departamento de Tecnología de la Edificación. Av. Juan de Herrera, 6 - 28040 Madrid (España).4 Universidad Politécnica de Madrid. Departamento de Ingeniería Mecánica, Química y Diseño Industrial. Ronda de Valencia, 3 - 28012 Madrid (España).
ABSTRACT• Gypsum is a material that has been widely used since ancient times
in building and industrial construction. Due to the great development of prefabricated construction in the last years, diverse authors have tried to improve the properties of plaster panels and boards through its composition variations. The aim of this study is to determine what type of fibre, among the most used in plaster mixing ones, presents better properties to be used in prefabricated elements. For this, five types of fibres were used: two natural (wood and straw) and thee synthetic (glass, basalt and polypropylene), performing all the tests according to the standard UNE-EN 132792:2006. The conclusions show after statistical analysis that fiberglass presents better results for its application in the production of gypsum prefabricated panels and boards.
• Key words: gypsum-based composite, natural fibre, synthetic fibre, prefabricated.
Cod. 9576 | Tecnología e ingeniería mecánicas | 3313.04 Material de construcción
nnnnartículo de investigación / research article Análisis comparativo de las escayolas reforzadas con fibras para la elaboración de prefabricadosDaniel Ferrández, Pablo Saiz, Carlos Morón y Evangelina Atanes-Sánchez
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2. DISPOSITIVO EXPERIMENTAL
2.1. MATERIALES Y DOSIFICACIONES EMPLEADASEl material base empleado en este trabajo ha sido la escayola
de construcción E35 [13]. El fundamento de la cocción de este tipo de material para su empleo en la construcción lleva asociado el siguiente esquema básico de reacciones partiendo de la materia prima del Algez.
(1)
(2)
Así pues, a temperaturas en torno a 105-110ºC las moléculas débilmente combinadas del dihidrato (DH) se eliminan con facili-dad para obtener el compuesto conocido como hemihidrato (HH), en sus formas α (más compacto y de mayor resistencia), o β (más soluble y menos estable). Por su parte, el hemihidrato también sufre una deshidratación endotérmica para obtener anhidrita III a temperaturas cercanas a los 200ºC [14].
Para la caracterización fisicoquímica de la Escayola empleada se ha realizado un ensayo de Difracción de Rayos X (DRX) y un análisis termogravimétrico de las muestras en polvo. Para el ensayo de DRX se ha empleado un equipo Siemens Krystalloflex D5000, con un mo-nocromador de grafito con Cu ka. Con este equipo se ha obtenido el difractograma en un rango de 5° ≤ 20 ≤ 100° cada 0.04°, 1 segundo por paso, que se presenta en la Figura 1 tanto para la muestra del material base, como para la muestra en polvo de la probeta endu-recida a 7 días.
Del análisis de la Figura 1 se deduce que en la escayola se identifica únicamente hemiihidrato, mientras que en la probeta endurecida a siete días se observa únicamente la fase dihidrato una vez finalizado el proceso de fraguado del material [15].
Por otro lado, también se ha realizado un análisis termogravimé-trico de la escayola empleada con ayuda de un equipo SDT Q600 de TA Instruments que se presenta en la Figura 2. El análisis fue llevado a cabo desde temperatura ambiente hasta 400ºC a velocidad de 5ºC/min y un caudal de aire filtrado de 100 ml/min, para muestras de aproximada-mente 40 mg de masa.
Del análisis de la Figura 2 se observa una pequeña pérdida inicial de masa de en torno al 0,45% a causa de la humedad su-perficial presente en la materia prima por debajo de los 80ºC. A continuación, se aprecia una segunda perdida de peso comprendi-da entre los 75-180ºC debido a la deshidratación endotérmica del hemihidrato para la obtención de anhidrita soluble [16-17], con un máximo de 130ºC que supone una perdida de masa cercana
al 5,8%. Por otro lado, la transformación de fase de la anhidrita soluble a anhidrita insoluble no conlleva pérdida de peso asociada, y se observa claramente como evento exotérmico en la escayola a 344ºC. Esta temperatura indica que la muestra de escayola contie-ne la fase β del hemihidrato. La cantidad de Hemihidrato en base húmeda fue de entorno al 93,8% y en base seca cerca del 94,3%, lo cual refleja su elevada pureza.
De otra parte, para mejorar las propiedades mecánicas de las es-cayolas en su uso como prefabricados industriales se emplearon cinco tipos de fibra diferentes mostrados en la Figura 3. De entre las fibras, encontramos dos naturales y tres sintéticas que no han sufrido nin-gún proceso de reciclaje cuyas propiedades más relevantes se mues-tran en la Tabla 1. Las fibras fueron cortadas de forma homogénea a la misma longitud. Además, en dicha tabla, se incluyen también las dosificaciones empleadas para la realización de este estudio.
La preparación de todas las amasadas se realizó con la mis-ma técnica y equipos siguiendo la norma de referencia UNE-EN 13279-2:2009 [18].
Figura 1: Difractograma de Rayos X de la escayola E35 empleada (rojo) y de la probeta de escayola tras el amasado y endurecida a siete días (azul)
Figura 2: Análisis Termo-gravimétrico de la escayola E35 empleada
Figura 3: Tipos de fibra empleadas. (a) Madera; (b) Paja; (c) Polipropileno; (d) Vidrio; (e) Basalto
Tabla 1: Propiedades de las fibras y dosificaciones empleadas
Cod. 9576 | Tecnología e ingeniería mecánicas | 3313.04 Material de construcción
artículo de investigación / research articlennnnAnálisis comparativo de las escayolas reforzadas con fibras para la elaboración de prefabricadosDaniel Ferrández, Pablo Saiz, Carlos Morón y Evangelina Atanes-Sánchez
Mayo - Junio 2020 | Vol. 95 nº3 | 333/336 | Dyna | 335
2.2. METODOLOGÍAEn una primera fase, para la determinación de la fibra más
adecuada para la elaboración de prefabricados de entre las estu-diadas en este trabajo se han llevado a cabo una serie de ensa-yos mecánicos recogidos en la norma UNE-EN 13279-2 [18]. Los ensayos se realizaron sobre probetas normalizadas RILEM de di-mensiones 40x40x160 cm3, y sobre testigos de diámetro 50 mm y espesor superior a 1 mm elaborados sobre soportes cerámicos para el ensayo de adherencia, curadas en laboratorio a temperatura constante de 20ºC y humedad del 60%. El proceso de amasado se realizó siguiendo las recomendaciones de la citada norma y cum-pliendo con las prescripciones técnicas recogidas para el ensayo de la aguja de Vicat, con la salvedad de que la adición de fibras se realizó espolvoreándolas previamente sobre el agua de amasado para facilitar la mezcla y su adecuada distribución.
Respecto a los ensayos de caracterización mecánica, estos se realizaron a los siete días cuando la masa se encontraba totalmen-te endurecida y el proceso de fraguado se puede considerar fina-lizado. Los ensayos realizados fueron los de flexión, compresión, dureza y adherencia, además, también se estudio la pérdida de agua y la evolución del hemihidrato y el dihidrato de las probetas de referencia mediante análisis termogravimétrico.
De cara al análisis de los resultados y con el objetivo de deter-minar el efecto y la diferencia que ofrece la incorporación de fibras en las amasa das realizadas, se ha llevado a cabo un análisis de la varianza (ANOVA) para las diferentes variables respuesta ensaya-das. Además, para determinar que medias son significativamente diferentes unas de otras, se ha empleado la prueba de múltiples rangos. Se han utilizado dos factores: dosificación (con niveles de 0,6 y 0,8 según el contenido en agua de amasado) y tipo de fibra (que puede ser como se ha comentado de madera, paja, polipropi-
leno, basalto o vidrio). Para validar la diagnosis del modelo se ha comprobado que los residuos cumplen: independencia, homoce-dasticidad y normalidad para cada variable respuesta analizada.
Con el objetivo de mejorar así la caracterización del material, en una segunda fase, se realizaron los ensayos de conductividad térmica en probetas de 40x40x 40 mm3 y absorción acústica en probetas cilíndricas de 35 mm de diámetro y 20 mm de espesor sobre la amasada con fibras que mejores prestaciones mecánicas ha obtenido en la primera fase de ensayos.
3. RESULTADOS Y DISCUSIÓN
3.1. RESULTADOS DE LOS ENSAYOSTodos los ensayos realizados se han llevado a cabo siguiendo
los pasos de la ya mencionada norma UNE-EN 13279-2 [18]. An-tes de comenzar los ensayos mecánicos y de caracterización, se estudio el tiempo de trabajabilidad de la mezcla mediante el mé-todo de la aguja de Vicat, obteniendo para todas las dosificaciones tiempos por encima de los 20 minutos exigidos por la normativa para los yesos de aplicación manual.
En la Figura 4 se muestran los valores alcanzados para los ensayos mecánicos de flexión y compresión, donde se puede ver como las probetas con adición de fibra de vidrio presentan unas resistencias superiores a las del resto de amasadas. En cuanto a las fibras naturales, aunque con valores inferiores que la anterior, la fibra de madera presenta mejores resultados que la fibra de paja.
En la Tabla 2 se recogen los restantes ensayos realizados para cada una de las dosificaciones.
Como se puede apreciar en la Tabla 2 las escayolas reforzadas con fibras de vidrio son las que mejores resultados presentan tras los ensayos. Además, al igual que ocurría con la flexión y la compresión, las probetas con dosificación 0,6 presentan mejor comportamiento y se postulan como idóneas para la realización prefabricados indus-triales. Se puede ver también, como la adición de fibras disminuye la adherencia respecto a las probetas de referencia. En cuanto a la densidad, íntimamente ligada con el peso propio de los paneles, esta es inferior en las probetas con dosificación 0,8, lo cual hace que también tenga mayor porosidad y menor resistencia, no siendo por tanto una ventaja significativa a pesar de ser más ligeras.
En el análisis térmico se muestran tres pérdidas de masa co-rrespondientes a todos los eventos endotérmicos, indicando tam-bién la perdida de masa total de cada probeta en porcentaje. Una primera pérdida de masa es debida a la evaporación del agua libre sin combinar, a temperaturas cercanas a los 100ºC. Posteriormen-te, se aprecia otra pérdida de masa esta vez a temperaturas de aproximadamente 125ºC, y que está asociada a la deshidratación de dihidrato formado durante el fraguado del material. La última pérdida de masa se corresponde con la deshidratación de hemi-hidrato para obtener anhidrita cuyas temperaturas de obtención sobrepasan los 140ºC. Se pueden apreciar a su vez las diferentes composiciones entre dosificaciones, y la mayor pérdida de agua en el caso de la dosificación 0,8.
3.2. ANÁLISIS ESTADÍSTICO Y DISCUSIÓNPara comprobar que factores tenían influencia en cada una de
las propiedades analizadas se ha llevado a cabo un análisis de la varianza (ANOVA).
Todos los p-valores obtenidos han presentado un nivel de signi-ficancia inferior al 5%, afirmando que tanto el porcentaje de fibra y la dosificación empleada tienen una influencia significativa sobre las propiedades de las escayolas analizadas en esta investigación.
Tabla 2: Otros ensayos realizados
Figura 4: Resultados de los ensayos de Flexión (a) y Compresión (b)
Cod. 9576 | Tecnología e ingeniería mecánicas | 3313.04 Material de construcción
nnnnartículo de investigación / research article Análisis comparativo de las escayolas reforzadas con fibras para la elaboración de prefabricadosDaniel Ferrández, Pablo Saiz, Carlos Morón y Evangelina Atanes-Sánchez
336 | Dyna | Mayo - Junio 2020 | Vol. 95 nº3 | 333/336
Mas concretamente, para el caso de las dosificaciones, las ama-sadas con proporción 0,6 presentaron mejores valores en cuanto a sus propiedades mecánicas, mayor densidad y menor absorción por capilaridad que las amasadas con proporción 0,8. Esto es debido a la menor cantidad de agua durante el amasado, que disminuye la porosidad y la humedad en el momento del ensayo a los siete días.
En la Tabla 3, se puede ver los resultados de la prueba de múlti-ples rangos para las escayolas reforzadas según el tipo de fibra em-pleada. Del análisis de estos resultados se deriva que las amasadas reforzadas con fibra de vidrio presentan mejores propiedades frente a la flexión, compresión, dureza y adherencia, siendo las amasadas reforzadas con fibra de paja las que peores resultados presentaron en comparación con las restantes fibras. En cuanto a las densidades, aunque no existen diferencias entre varios grupos, las amasadas de fibra de vidrio y de polipropileno son las que mayores resultados presentaron, y por tanto las que poseen un mayor peso propio. Res-pecto a la prueba de absorción por capilaridad a los 10 minutos el comportamiento de las escayolas reforzadas con fibra de paja fue el que mayores coeficientes de absorción presentó.
Así pues, las amasadas de escayola reforzadas con fibra de vi-drio fueron las que mejores resultados presentaron. Tras compro-bar su eficacia para la construcción de paneles y placas prefabri-cadas, se determinó también su conductividad térmica y absorción acústica. Para la primera en el caso de las amasadas con relación agua/conglomerante de 0,6 el valor de conductividad térmica fue de 0,42 W/(mK) y para el caso de las dosificaciones con proporción 0,8 su valor fue de 0,38 W/(mK).
Respecto al coeficiente de absorción acústica (α) representa-do por el cociente entre la energía sonora absorbida y la energía sonora incidente toma los valores presentados en la Tabla 4. En ella se aprecia el mejor comportamiento de la dosificación con relación agua/escayola de 0,8.
4. CONCLUSIONESEn esta investigación se ha estudiado el comportamiento que
presentan las escayolas reforzadas con diferentes tipos de fibra para la ejecución de prefabricados. Mediante el análisis termogra-vimétrico se ha podido comprobar la evolución del dihidrato y del hemihidrato en las dos dosificaciones empleadas ya que guarda estrecha relación con la cantidad de agua de amasado empleada y las propiedades mecánicas del material.
Las dosificaciones con relación agua/escayola de 0,6 han pre-sentado mejores resultados en los ensayos mecánicos realizados que las probetas con relación 0,8. Además, las propiedades físicas de la escayola se han visto modificadas con la adición de fibras en su matriz. Concretamente, la capacidad de absorción de energía de las escayolas, tanto a flexión como a compresión, aumenta con-siderablemente con el refuerzo con fibras, si bien es cierto, que la adherencia se ve disminuida.
En base al análisis estadístico realizado, la fibra de vidrio es la que se postula como mejor tipo de refuerzo para las escayolas tras los ensayos y análisis estadísticos realizados. En general, las fibras sintéticas presentan mejores resultados que las fibras naturales, siendo de entre estás últimas, la fibra de madera la que presenta mejores propiedades frente a la fibra de paja. En cualquier caso, este tipo de refuerzos se presentan idóneos para la fabricación de placas para falsos techos o paneles de tabiquería con mayores resistencias mecánicas, térmicas y acústicas, además de presentar un proceso de amasado sencillo y fácilmente industrializable.
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[18] UNE-EN 13279-2:2014. Yesos de construcción y conglomerantes a base de yeso para la construcción. Parte 2: Métodos de ensayo. 28 de Mayo de 2014.
AGRADECIMIENTOSLos autores quieren agradecer la colaboración prestada por los Laboratorios de la Escuela Técnica Superior de Ingeniería y Diseño Industrial de la Universidad Politécnica de Madrid para la realización de los análisis fisicoquímicos presentados.
Tabla 3: Pruebas de múltiples rangos según el tipo de fibra
Tabla 4: Ensayo de tubo de Kundt
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