CONCRETO ARMADO REVISTA CIENTÍFICA tomo II

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

F A C U L T A D D E I N G E N I E R Í A C I V I LUniversidad Autónoma de Nuevo León No. 2 Cuatrimestral Mayo - Agosto 2007

2 CIENCIA FIC No.2 Mayo - Agosto 2007

Consejo Editorial



Ing. José Antonio González TreviñoRector

Dr. Jesús Áncer RodríguezSecretario General

Dr. UbaIdo Ortiz MéndezSecretario Académico

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

Dr. Guillermo Villarreal GarzaSubdirector de la Facultad de Ingeniería Civil

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

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

Ing. Rodolfo Meza SalasCoordinador General del Instituto de Ingeniería Civil “RRV”

Dr. Pedro Leobardo Valdez TamezCoordinador de Investigación, FIC

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

Portada: Viaducto de Millau, Aveyron, FranciaDiseño: Armando LandoisFormato: José Alejandro Herrera González

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

Editores

3CIENCIA FIC No.2 Mayo - Agosto 2007

Contenido

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

Producción científica de alto impacto sobre la corrosión del concreto armado en Iberoamérica y en el resto del mundo.Pasado, presente y futuro. Pedro Castro Borges

Decloruración de concreto reforzado sometido a dos modos de exposición en de agua de mar artificial.G. Fajardo, G. Escadeillas, Arliguie, P. Valdez

Oxidación selectiva del butano en un reactor a membrana adaptado para trabajar en condiciones ricas en butano.Arquímedes Cruz-López, Leticia M. Torres-Martínez, Isaías Juárez Ramírez, Lorena Garza Tovar Y Elvira Zarazúa Morín.

Metodología sobre el manejo, tratamiento y reuso del agua en instalaciones industriales y su aplicabilidad en un caso práctico.Godines Arredondo Enrique

Modelación hidrológica distribuida: Análisis del efecto en la variación del tamaño del cuadro que discretiza una cuenca.Guerra-Cobián, V. H., Bâ, K. M., Díaz-Delgado, C.

Capacidad de carga de ángulos cargados excéntricamente utilizando AISC-LRFD, ASD y teoría elástica.Guillermo Villarreal Garza, Ricardo González Alcorta

Información para autores

Noticias

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Editorial

La educación superior a nivel mundial vive un proceso globalizado de transformación y las universida-des mexicanas no están ajenas a él. Esta transformación empieza con un reordenamiento de las actividades académicas y de investigación. No es obligatorio para las instituciones adoptar las normas y valores de este nuevo modo, sin embargo, lo que se requiere son programas transparentes que permitan la compatibilidad, comparabilidad y la competitividad entre las mismas. Al respecto, en el proyecto Tuning-América Latina se proponen cuatro líneas generales que buscan ser puntos de partida facilitadores del proceso de consenso a nivel interamericano. De ellas podemos resaltar la medición del trabajo del estudiante y su conexión con el tiempo traducido en unidades comprensibles y comparables: EL CRÉDITO; y un término que involucra la transparencia y el soporte de los programas de estudio de cualquier universidad: LA CALIDAD. En este sentido, algunas universidades han dado el primer paso con la certificación y acreditación de algunos de sus procesos y programas de estudio (por ejemplo, certificación ISO 9001-2000, CACEI, ABET, etc.), en aras de incorporar la calidad, o al menos asegurar que se cuente con el marco propicio para su cultivo.

En México, existe una línea indirecta marcada por las instancias gubernamentales (SEP y CONACYT, prin-cipalmente) que inducen a operar en este esquema si se quiere acceder a recursos federales (vía PIFI, fondos mixtos, sectoriales, PNP, etc.) El funcionamiento en este nuevo modo depende de la flexibilidad de las institu-ciones para permitir la interacción entre sus principales actores (llámense estudiantes, profesores, investigado-res, cuerpos académicos, etc.) tanto a nivel local, regional, nacional e internacional.

En este sentido, en septiembre del presente año, David Darwin Presidente de la American Concrete Insti-tute (ACI), hizo una reflexión acerca del tema de las acreditaciones en las Facultades de Ingeniería Civil de los Estados Unidos. En dicha reflexión, menciona que los organismos acreditadores han mantenido una presión constante en relación con el número de créditos o cursos técnicos con el objetivo de otorgar o renovar la acreditación correspondiente. Esta presión ha conducido generalmente a la reducción de créditos y asignatu-ras “difíciles” para los estudiantes lo que conlleva al incremento en los índices de titulación. Por otro lado, el propio Darwin ha escuchado las inquietudes de los industriales de la construcción, y la mayoría versa sobre la necesidad de profesionales con una mayor capacidad de comprender tanto el comportamiento de los materia-les, así como el comportamiento estructural de los mismos.

Basado en lo anterior, es necesaria una revisión constante de los planes de estudio incorporando las opi-niones de la sociedad, de los industriales y de los propios egresados, que a su vez son parámetros que de-penden del contexto en el que se desarrollan. Por lo tanto, lo que se requiere ahora es una currícula flexible que responda en el corto plazo a las demandas cambiantes de estos sectores. Así mismo, se abre un área de oportunidad para las instituciones de educación superior promuevan cursos de especialización que atiendan coyunturas en las diferentes áreas de la Ingeniería Civil.

Editorial

Dr. Pedro Leobardo Valdez TamezDr. Gerardo Fajardo San Miguel


Pedro Castro Borges

Producción científica de alto impacto sobre la corrosión del concreto armado en iberoamérica y en el resto del mundo.

Pasado, presente y futuroPedro Castro Borges1

1 Investigador Titular del Centro de Investigación y Estudios Avanzados del IPN, Unidad Mérida, Km. 6. Antigua Carretera a Progreso, C.P. 97310, Mérida, Yucatán, México

RESUMEN

Este trabajo presenta los resultados de una investigación bibliográfica cuyo objetivo principal ha sido la identificación de investigaciones publicadas por investigadores iberoamericanos en revistas con factor de impacto según el Science Citation Index y hacer un análisis de estas pu-blicaciones en términos de su evolución en cantidad con el tiempo, procedencia, tipo de revista y tendencias a futuro. Como resultado del análisis, se pudo observar que las tendencias a publicar temas de corrosión en concreto armado van hacia arriba con una presencia cada vez mayor en una cantidad mayor de revistas, pero en un número reducido de países Iberoamericanos. Se muestra una proyección a futuro estableciendo posibles fechas en las que en determinados países se llegará a un estándar supuesto. Se aclaran las limitaciones de estas tendencias de crecimiento.

La investigación se amplió a países desarrollados del resto del mundo haciéndose una comparación entre ellos e Iberoamérica en los términos anteriores, pero únicamente en las revistas de mayor impacto en el tema.

Palabras clave: Publicaciones, Science Citation Index, Corrosión.

ABSTRACT

This paper presents results on a bibliographical investigation which main objective was the identification of research published by Latin American researchers in journal with high impact according to the Science Citation Index and made an analysis of these publications in terms of its evolution in quantity through time, source/origin, type of journal, and tendency to the future. As a result of this analysis it can be observed that the tendency to publish papers on reinforced concrete corrosion is growing, appearing in big number of journals, but in a reduced number of Latin American countries. A future projection is shown establishing possible dates in which some countries will arrive at a supposed standard. Limitations of these growing tendencies are clarified.

The investigation was extended to developed countries around the world, comparing them and Latin American countries, but only in the higher impact journals on the subject.

Keywords: Publications, Science Citation Index, Corrosion

INTRODUCCIÓN

Iberoamérica se enfrenta al problema de corrosión en concreto armado como en otras partes del mundo. Existen Universidades, Centros de Investigación y algunas entidades privadas que por resolver los problemas que se presentan en su región o por contribuir al conocimiento universal, hacen investigación relacionada con la corrosión del concreto armado. Para ello se auxilian de los estudiantes de pregrado y posgrado, y para di-fundir su investigación utilizan los medios de los que disponen o aquellos en los que, por política de su Centro laboral, tienen que publicar.


PRODUCCIÓN CIENTÍFICA DE ALTO IMPACTO SOBRE LA CORROSIÓN DEL CONCRETO ARMADO EN IBEROAMÉRICA Y EN EL RESTO DEL MUNDO. PASADO, PRESENTE Y FUTURO.

En opinión del autor, es ideal publicar directamente en una revista indexada y después divulgar los resulta-dos en congresos. Sin embargo, en el área de corrosión del concreto armado, y específicamente en Iberoamé-rica, esto no ocurre por diversas causas: los autores no saben redactar en otros idiomas diferentes al suyo, no tienen revistas indexadas en su idioma, no les interesa porque tienen otras prioridades, no se dan cuenta de la necesidad de hacerlo, etc.

Según las tendencias del mundo, se reconoce que una gran parte del trabajo de investigación de la hu-manidad se presenta en Congresos. Sin embargo, fijándose netamente en objetivos académicos y de avance de la Ciencia, existen organismos que filtran de manera natural la información que se genera a nivel mundial. Aunque hay excelentes investigaciones presentadas en Congresos, la gran parte de ellas, en la forma en que se presentan, no cubren los requisitos de rigurosidad, originalidad y otros parámetros de perfección que la harían más universal y de mayor aceptación, como en el caso de una revista de alto impacto donde la revisión anónima e independiente por expertos en la materia, garantiza la calidad científica del trabajo publicado.

Por lo general, un investigador asiste a un congreso, presenta su(s) trabajo(s), y después de oir las críticas en varios foros y de obtener una gran cantidad de datos adicionales intenta entonces publicar en una revista especializada. Así como hay congresos de muy buena y de muy mala calidad, también hay revistas de muy buena y de muy mala calidad. Un investigador puede acumular una gran cantidad de trabajos en revistas malas, pero su trabajo no será tan leído ni tan citado como si o hubiese publicado en una revista más apropiada.

Cuando un investigador selecciona una revista de las mejores en su área, se encontrará con arbitrajes estrictos que sin duda le ayudarán a elevar la calidad de su trabajo antes de ser publicado, pero, lo más im-portante, es que garantizará que su investigación tenga una mayor probabilidad de ser leída y usada como referencia.

La revista dedicada al reporte internacional de citas, o Journal Citation Report (JCR), es una revista del Instituto de Información Científica (ISI) que se dedica a evaluar y ordenar el impacto de los mejores trabajos del orbe, publicados en revistas de alto impacto. Si se desea asegurar la divulgación apropiada de un trabajo y su trascendencia, debe pensarse entonces en una revista indexada. En este trabajo se muestra y se discute la tendencia que existe en Iberoamérica a publicar en revistas de alto impacto en áreas relacionadas con la corrosión del concreto armado. Adicionalmente, se realiza una comparación con varias naciones del resto del mundo, con el objeto de ubicar a Iberoamérica en el contexto mundial en cuanto a este tipo de productividad científica.

CRITERIOS DE CONSULTA

En el área de la corrosión del concreto armado se tiene una lista de revistas con diversos factores de im-pacto de acuerdo al JCR. En este trabajo, el factor de impacto que se maneja está definido como el número promedio de veces que un artículo reciente de una revista específica ha sido citado en la literatura que el JCR incluye en su revisión. Se define como artículo reciente aquel que tiene dos años de antigüedad previa a la publicación del JCR. La Tabla 1 muestra las revistas que se consultaron para poder realizar este trabajo, su procedencia, su factor de impacto, y el período que se logró consultar con la información disponible. La Tabla 1 se usó para analizar los datos de España e Iberoamérica.


Pedro Castro Borges

Se consultó el material que se tuvo a disponibilidad durante los rangos de tiempo que se mencionan. Esto tiene limitantes al momento de hacer el análisis. Sin embargo, poco a poco se está obteniendo esta informa-ción, con la que se corroborarán las tendencias mostradas.

Al momento de decidir a que país atribuirle determinado trabajo, se tomó en cuenta la afiliación perma-nente de los autores. Únicamente se consideraron trabajos en revistas indexadas.

Se tomaron en cuenta, estrictamente las revistas indexadas que se señalan, de autores Iberoamericanos o del resto del mundo según correspondiese, y en temas relacionados explícitamente con la corrosión del concreto armado.

El hecho de que en algunas Figuras no aparezca determinado país no significa que no hayan habido pu-blicaciones indexadas en el tema, sino que probablemente la revista no era de alto impacto o no se tomó en cuenta en esta revisión por carecer de su información

Para la comparación entre Iberoamérica y otras naciones del resto del mundo se tomaron en cuenta úni-camente las cuatro revistas en las que se publica más en el tema, que son las de mayor impacto en la Tabla 1, y se utilizó el mismo rango de revisión en años para las que se compararon. La Tabla 2 muestra esta infor-mación.

RESULTADOS Y DISCUSIÓN

Publicaciones por país

La Figura 1 muestra, por país, la producción reportada. Se puede ver la tendencia a la publicación de excelencia en cada país producto de varias circunstancias como número de instituciones e investigadores, problemas a resolver, situación de la ciencia en el país, tamaño y grado de desarrollo, etc.

Publicaciones por año

La Figura 2 muestra, por país, el número de artículos publicados por año desde 1988 a la fecha. Se pue-den notar máximos entre 1996 y 1998 con un aparente descenso en 1999 y un repunte a partir del 2000. El descenso después de los máximos puede deberse a que la investigación se haya centrado a otros temas que hayan sido de interés o necesidad de los autores y no necesariamente a que los problemas o la línea de investigación estén decayendo. Se nota un liderazgo de España y un aumento paulatino en la producción de América Latina en los últimos 10 años, producto quizá de la formación de recursos humanos en el tema y posiblemente de la repatriación de jóvenes investigadores.

Publicaciones por revista consultada

La Figura 3 muestra la productividad en el tema en función de la revista y por país. Son 6 países los que aparecen con frecuencia en esta figura. Se puede notar que las revistas preferidas son Cement and Concrete Research, Corrosion, Corrosion Science y Materials and Structures. De igual manera se puede apreciar que



los autores que utilizan una mayor variedad de revistas para publicar son los españoles, seguidos de los mexi-canos y venezolanos.

Publicaciones por país y por revista con el tiempo

España

La Figura 4 muestra la productividad de España en el tema con el tiempo y por revista. Se aprecia que en los 80’s los autores españoles publicaban únicamente en Cement and Concrete Research y en Corrosion Science, que hasta el momento son dos de las de más alto impacto en las áreas de Construcción y de Corro-sión. Con el paso del tiempo, bajó la productividad en éstas revistas, pero aumentó la variedad de revistas en las que están publicando.

México

La Figura 5 muestra la productividad de México en el tema con el tiempo y por revista. Se aprecia una ten-dencia similar a la de España, iniciando una productividad en Cement and Concrete Research y Corrosion, que luego se fue expandiendo a otras revistas, pero conservándose o incrementado la productividad en CCR.

Venezuela

La Figura 6 muestra por su parte la productividad de Venezuela en el tema con el tiempo y por revista. Se aprecia una productividad incipiente pero creciente en el tema dominando en las revistas de CCR y Materials Performance.

Perú

La Figura 7 muestra que la productividad Peruana inició y estuvo constante entre 1996 y 1998 pero se detuvo en los años posteriores.

Brasil y Argentina

En la Figura 8, por su parte, Brasil y Argentina muestran una productividad esporádica a lo largo de los años en revistas indexadas que no es representativa de su capacidad y productividad científica.

Consideraciones importantes

Aunque son muchos los factores que intervienen para que los investigadores publiquen en revistas in-dexadas, lo cierto es que éstas son una medida utilizada a nivel mundial para medir el grado de desarrollo científico en determinadas áreas de la ciencia. El hecho de que en el área de corrosión en el concreto armado Iberoamérica no tenga una presencia significativa en la literatura indexada puede deberse, entre muchos otros factores, a que los investigadores no están motivados por sus sistemas de evaluación a hacerlo. Otras razones pueden ser que haya un sesgo muy fuerte hacia actividades tecnológicas sin que haya un equilibrio con las científicas, o que las políticas para la ciencia estén basadas en necesidades diferentes, pero que están afectan-do indirectamente el futuro de la ciencia en este tema y su impacto internacional. Inclusive, puede deberse a la urgencia o importancia en desarrollar el conocimiento de la corrosión para resolver problemas muy locales pero que afecten a gran parte de un país. En este último caso se recomendaría mucho la publicación en re-vistas técnicas de alto impacto. Ahora bien, si se toma en cuenta que muchas Universidades exigen, como un


Pedro Castro Borges

medio para validar los resultados de la investigación y añadir prestigio a la Universidad, la publicación o su aceptación para publicación de un artículo en revista de alto impacto antes de otorgar el doctorado, , enton-ces ésta es una herramienta que se debería de usar en Iberoamérica con los mismos fines.

La publicación científica en revistas indexadas, en la medida en que la propiciemos más en Iberoamérica, permitirá demostrar al mundo que hacemos investigación de calidad a través del instrumento con el que se mide ésta, y atraerá la atención internacional, que se traducirá en mayores inversiones extranjeras, coadyu-vando a la mejoría económica de nuestros países. Es complicado entender como la calidad de la investigación atraerá las inversiones extranjeras pues esto no se da en forma directa sino indirecta. Las buenas investigacio-nes publicadas en revistas de alto impacto son leídas por gente que puede aplicar esos resultados y que puede tener o interesarle los medios para generar riqueza a través de ellos. Un ejemplo en el área de la corrosión podría ser el de una ensambladora de coches o una manufacturera que antes de instalarse en determinado país o ambiente se preocupará e invariablemente preguntará que tipo de atmósfera hay en ese sitio para que sus costos por corrosión sean mínimos. Si los científicos de ese país tienen hecho y publicado en revista de alto impacto ese estudio, la empresa podrá decidir mejor. Si no lo tiene, la empresa se irá a uno que sí lo tenga.

Proyecciones a futuro en Iberoamérica

Con los datos modestos con los que se realizó este análisis, se realizó una proyección hacia el año 2010 sobre la productividad de nuestros países en el tema

La Figura 9 muestra la información obtenida. Suponiendo que la tendencia sea lineal (a pesar de la disper-sión), es preocupante que en 10 años no podamos más que duplicar, en algunos casos nuestra productividad científica, si se toma en cuenta la necesidad de desarrollo en infraestructura y rehabilitación que se requerirá para entonces.

La idea de este trabajo es sembrar la reflexión y orientar a quienes esté en sus manos, las políticas de cien-cia y su impacto de nuestros países, para que, tomando las acciones pertinentes, se logre encausar el quehacer científico en esta área, que redunde en mejores beneficios a mediano plazo.

Iberoamérica vs resto del mundo

La Figura 10 muestra la productividad científica de Iberoamérica y algunos países del resto del mundo en las revistas y períodos que se indican en la Tabla 2. Puede observarse que España se mantiene entre los primeros lugares y que México es el primer lugar de América Latina, incluso por encima de Australia, país con gran tradición en el área.

Sin embargo, la mejor manera de hacer una comparación es a través del número de artículos por cada millón de habitantes. La Figura 11 muestra este tipo de comparación tomando como base la población que se reporta en la Tabla 3. Se observa a España que continua en los primeros lugares a nivel mundial, pero, sor-prendentemente, Estados Unidos reporta una producción parecida a la de México. Por supuesto, debe enfati-zarse que solo se está evaluando un período y revistas específicas, que son aquellas en las que más se publica



sobre el tema y que tienen un factor de impacto importante. Como punto de reflexión es importante decir que, a pesar de haber revistas especializadas en corrosión, como Corrosion Science, Corrosion, Materials Performance, Corrosion Reviews, British Corrosion Journal, etc, es obvio que los autores buscan las revistas en las que tendrá un mayor efecto su trabajo, es decir, en las revistas del área de los materiales y la construc-ción. Esto se puede apreciar en forma más explicita en la Figura 12, en la cual se analiza la productividad de España y México (los más productivos en Iberoamérica con los criterios seleccionados) vs la de varios paises del resto del mundo, pero por revista. Se nota con claridad una mayor preferencia en las revistas del Area de Construcción y Concreto que en las de Corrosión. También se observa que los Árabes no publican en las de Corrosión, los Canadienses muy poco y los Estadounidenses publican mayoritariamente en las revistas de su país. Mientras que España y México publican en cualquiera de estas revistas.

Hay factores que influyen también en las decisiones de los autores de publicar en determinadas revistas, como los temas de actualidad que pueden tener cabida o no en las revistas que ahora se están comparando. Por ejemplo, la Figura 13 muestra como en los países representativos del resto del mundo hay picos en las publicaciones reportadas en los períodos y revistas reportadas en la Tabla 2 hacia 1994 y 2000. Esto significa únicamente que hubo cambio de interés cíclico que, entre otras causas, pueden deberse a grandes avances en el área, que motiva una disminución de la investigación en ella y un re-enfoque hacia nuevos temas en los países industrializados. De igual forma, se aprecia que los estadounidenses mantuvieron constante su interés en el tema, sin olvidar que tres de las revistas son de su país.

Si se hace de nuevo la comparación entre países representativos de Iberoamérica y del resto del mundo con el mismo tipo de proyección que el de la Figura 9, se puede construir la Figura 14. A pesar de la disper-sión, se alcanza a valorar que, a pesar de tener pocos artículos por habitante, los Estadounidenses dominarán el sector los próximos años en las revistas que se evaluaron. España y México, por parte de Iberoamérica, tendrán una productividad creciente pero con una pendiente más baja que los países anglosajones. Sin em-bargo, hay varios factores que no se están tomando en cuenta con relación a los países emergentes, como por ejemplo el personal que se está formando en otros países y que vendrá a reforzar la planta. Por lo anterior, las tendencias observadas pueden cambiar radicalmente.

Hay puntos importantes a destacar en esta revisión y análisis, como por ejemplo que no aparezcan datos de japoneses y países nórdicos con una gran influencia en los desarrollos tecnológicos en el área de la corrosión. Generalmente, lo autores de estos países realizan muchas investigaciones sobre el tema, pero la publican en revistas especializadas en sus idiomas o de muy poco impacto en la comunidad internacional. Sin embargo, ellos han desarrollado capacidades tecnológicas para transmitir sus conocimientos a través de otros medios.

Recomendaciones

De acuerdo a los datos que se han planteado aquí, se tiene la necesidad de conseguir información comple-mentaria que permita la ratificación o rectificación de las tendencias observadas, así como ampliar el análisis de la información. Ello permitirá incluir un número mayor de revistas, más años de rango y otros factores como la formación de recursos humanos, artículos en congresos y número de citas de los trabajos producidos. De esta manera no sólo se podrá conocer lo que hacemos sino también su impacto en el mundo.


Pedro Castro Borges

Se recomienda a los organismos relacionados con el área, el fomento de convenios de colaboración con los países que no están produciendo trabajos de excelencia o, que estando haciéndolo, no cuenten con la motivación, los medios, la preparación o la experiencia para transferir su trabajo a revistas indexadas.

CONCLUSIONES

La producción científica del área de corrosión en concreto armado en revistas indexadas de alto impacto en Iberoamérica se centra en pocos países. En éstos ha habido en general una tendencia hacia el crecimiento en número de publicaciones y en revistas en las que se publica. Sin embargo, las proyecciones de crecimiento basadas en los datos obtenidos, y con las debidas reservas por la dispersión que presentan, muestran un pa-norama desalentador y que no corresponde con las necesidades y con los retos que se habrá de afrontar con la globalización. En la medida en que Iberoamérica publique sus investigaciones sobre corrosión del concreto armado en revistas indexadas, habrá mejor oportunidad de que los resultados de investigación sean más y mejor utilizados en el mundo. La comparación entre los países sobresalientes de Iberoamérica y del resto del mundo demuestra que hay el mismo nivel en cantidad y calidad según los criterios que aquí se reportan, entre unos y otros, aunque la proyección a futuro parece seguir favoreciendo a los países anglosajones.

RECONOCIMIENTOS

Este autor reconoce el apoyo de M. Balancán en la fase de recopilación de información de este trabajo. Se agradece a CINVESTAV y a CONACYT el apoyo parcial para realizar este trabajo. Los puntos de vista expre-sados aquí son los del autor y no necesariamente los de los organismos que patrocinan.

Bibliografía

1 Journal Citation Report, Science Edition, Institute for Scientific Information Inc., ISSN 15245047, 2001.

Figura 1. Artículos relacionados explícitamente con la corrosión del concreto armado en revistas de alto impacto para los períodos y revistas reportados en la Tabla 1.

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Figura 2. Artículos anuales por país, relacionados explícitamente con la corrosión del concreto armado en revistas de alto impacto para los períodos y revistas reportados en la Tabla 1.

Figura 3. Productividad por revista, relacionada explícitamente con la corrosión del concreto armado en revistas de alto impacto para algunos países de España e Iberoamérica.

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ACI Materials Journal

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Concrete International

Construction and Building Materials

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Magazine of concrete research

Materials and Structures

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Werkstoffe und Korrosion

Número de artículos

España México Perú

Venezuela Brasil Argentina


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Figura 4. Productividad de España en artículos indexados en el SCI en función del tiempo y de la revista

Figura 5. Productividad de México en artículos indexados en el SCI en función del tiempo y de la revista.

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Número de artículos (España)

ACI Materials Journal Building and Environment Cement and Concrete Research Construction and Building Materials Corrosion Corrosion ScienceMagazine of Concrete Research Materials and StructuresMateriales de Construcción Werkstoffe und Korrosion

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Número de artículos (México)

Building and Environment Cement and Concrete Research Construction and Building Materials CorrosionCorrosion Science Magazine of Concrete ResearchMaterials and Structures Materials Performance



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2000

Año

Número de artículos (Venezuela)

Cement and Concrete Research CorrosionMaterials and Structures Materials Performance

0 1 2 3 4

1988

1990

1992

1994

1996

1998

2000

Año

Número de artículos (Perú)

Cement and Concrete Research CorrosionMagazine of Concrete Research Materials and StructuresMaterials Performance

Figura 6. Productividad de Venezuela en artículos indexados en el SCI en función del tiempo y de la revista.

Figura 7. Productividad de Perú en artículos indexados en el SCI en función del tiempo y de la revista.


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Brasil

España

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Figura 8. Productividad de Brasil y Argentina en artículos indexados en el SCI en función del tiempo y de la revista.

Figura 9. Proyección de la producción científica de España y de algunos países iberoamericanos hacia el año 2010



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Canadá Arabia Saudita España Australia Reino Unido USA México Venezuela Argentina Perú Brasil

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Figura 10. Artículos totales por cada país, relacionados explícitamente con la corrosión del concreto armado, y publicados en el ACI Materials Journal., Cement and Concrete Research., Corrosion Journal y Corrosion Science, en los períodos reportados en la Tabla 2.

Figura 11. Artículos por cada millón de habitantes, relacionados explícitamente con la corrosión del concreto armado, y publicados en el ACI Materials Journal, Cement and Concrete Research, Corrosion Jorurnal y Corrosion Science, en los períodos reportados en la Tabla 2.

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Cement and Concrete

Research

Corrosion

Corrosion Science


USA Canadá España

Reino Unido Arabia Saudita México

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Año

Núme

ro de

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USA Canadá Reino Unido Arabia Saudita Australia

Figura 12. Productividad por revista, relacionada explícitamente con la corrosión del concreto armado en revistas de alto impacto para los períodos y revistas reportados en la Tabla 2.

Figura 13. Artículos anuales en países no iberoamericanos, relacionados explícitamente con la corrosión del concreto armado en revistas de alto impacto para los períodos y revistas reportados en la Tabla 2.



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Año

Núme

ro de

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USACanadáReino UnidoArabia SauditaAustraliaMéxicoEspaña

USA

Reino Unido

Canadá

Australia

MéxicoArabia S.

España

Figura 14. Proyección de la producción científica de España y México hacia el año 2010 vs. la proyección de algunos países del resto del mundo para los períodos y revistas reportados en la Tabla 2.

Tabla 1. Tabla de revistas con factor de impacto, consultadas para realizar la primera parte de este trabajo.

Revista País de origen Área Lugar Factor de impacto Rango consultado

ACI Materials JournalEstados Unidos de

NorteaméricaConstruction & Building

Technology7 0.531 1988-2001

Building and Environ-ment

Reino UnidoConstruction & Building

Technology13 0.330 1995-2001

Cement and Concrete Research

Estados Unidos de Norteamérica

Construction & Building Technology

3 0.733 1986-2001

Construction and Building Materials


Technology24 0.156 1995-2001

CorrosionEstados Unidos de

NorteaméricaMetallurgy & Metallurgi-

cal Engineering15 0.695 1989-2001

Corrosion Science Reino Unido Metallurgy & Metallurgi-


Magazine of Concrete Research


Technology8 0.506 1998-2001

Materials and Structures FranciaConstruction & Building

Technology17 0.291 1993-2001

Materiales de Construc-ción

EspañaConstruction & Building

Technology20 0.219 1996-2001

Materials PerformanceEstados Unidos de

NorteaméricaMaterials Science Charec-

terization & Testing17 0.175 1992-2001

Werkstoffe und Korrosion AlemaniaMetallurgy & Metallurgi-



Pedro Castro Borges

Tabla 2. Revistas y períodos de revisión para comparar productividad científicaentre Iberoamérica y el resto del mundo.

Tabla 3. Población por país (http:/www.lonelyplanet.com)

Criterios de ConsultaRevista Años de revisión

ACI Materials Journal 1988-2002Cement and Concrete Research 1986-2002

Corrosion 1989-2002Corrosion Science 1989-2002

PaísNúmero de habitantes

(millones)Estados Unidos (USA) 285

Canadá 31.28España 39.7

Reino Unido 56.7Arabia Saudita 21.5

México 100.29Australia 19.2

Brasil 172Venezuela 23.54

Perú 27.01Argentina 36.96


Decloruración de concreto reforzado sometido a dos modos de exposición en agua de mar artificial

Decloruración de concreto reforzado sometido a dos modos de exposición en agua

de mar artificialG. Fajardo1, G. Escadeillas2, G. Arliguie2, P. Valdez1

RESUMEN

La decloruración o extracción electroquímica de cloruros (EEC) fue analizada en probetas de concreto reforzado expuestas a dos modos de penetración de cloruros. Dos series de probetas cilíndricas teniendo 20 y 50 mm de recubrimiento de concreto fueron fabricadas con cemento portland ordinario y una relación A/C de 0.65. Una serie fue expuesta a una penetración representativa de la zona de marea. Otra serie fue colocada en inmersión permanente, simulando la zona situada por debajo del nivel medio del mar. Una solución de agua de mar artificial fue utilizada en ambos casos. Posterior a la exposición, la EEC fue aplicada utilizando 1 A/m2 de acero desnudo durante 21 y 90 días. Medidas de la cantidad de cloruros extraídos, del perfil de cloruros al interior de las probetas y del estado de corrosión del acero de refuerzo fueron registradas antes, durante y después de la EEC. Los resultados muestran que, para las probetas de 20 mm, el modo de exposición no tiene influencia sobre la capacidad de extracción de la técnica de EEC. No obstante, en el caso de 50 mm, existe un marcado efecto del tipo de exposición. Desde el punto de vista de la corrosión, los valores muestran diferencias entre los modos de exposición, antes de la aplicación de la EEC. Sin embargo, en el periodo post tratamiento y por efecto de la disminución de los cloruros, el estado de degradación disminuye en los dos casos.

Palabras clave: Corrosión; cloruros; concreto reforzado; extracción electroquímica de cloruros

ABSTRACT

The influence of the chloride penetration mode in concrete on the electrochemical chloride extraction efficiency was analyzed in this work. For that, two types of chloride profiles, one characteristic of the splash and the tidal zones and the other characteristic of the immersion zones, were studied. Electrochemical chloride extraction technique was applied in laboratory to cylindrical reinforced concrete specimens having 20 and 50 mm of cover depth, made with OPC cement and having a w/c ratio of 0.65. Specimens were saturated with chlorides either by imposition with cycles of wetting (in a solution of artificial seawater) - drying (in a drying oven), or by total immersion in artificial seawater. At the time of extrac-tion, a current density of 1 A/m² of steel surface was applied for 21 and 90 days. Measurements of the quantity of chloride extracted, the chloride profiles, the polarisation resistance and the corrosion potential, were taken during or after the treatment. Results show that the penetration mode has no influence on the chloride extraction efficiency for the specimens of weak cover depth, but its influence on the specimens of 50-mm cover depth was observed. From the point of view of the polarisation resistance and the corrosion potential, the values before electrochemical treatment are very different between the two saturation modes of the specimens, because of the difference in the accessibility of oxygen during the chloride saturation phase. After electrochemical treatment, the corrosion rate of steel decreases considerably but the difference between the two saturation modes remains constant.

Keywords: Chloride, Corrosion, Electrochemical chloride extraction, Reinforced concrete

1Facultad de Ingeniería Civil, Departamento de Tecnología del Concreto, Universidad Autónoma de Nuevo León Av. Universidad s/n, Cd. Universitaria, San Nicolás de los Garza, N.L. CP 66450

2Laboratoire Matériaux et Durabilité des Constructions. INSA-UPS Complexe Scientifique de Rangueil. 31077 Toulouse Cedex 4, France


G. Fajardo, G. Escadeillas, G. Arliguie, P. Valdez

1. Introducción

La degradación por corrosión del acero de refuerzo de las estructuras de concreto debido a la exposición de cloruros provenientes de ambientes marinos o de sales de deshielo es considerada como la causa primor-dial de su deterioro prematuro [1]. La Extracción Electroquímica de Cloruros (EEC) o decloruración es un método curativo recientemente propuesto para tratar estructuras de concreto reforzado con problemas de corrosión del acero provocada por el ingreso de cloruros. La técnica se basa en la aplicación de una diferencia de potencial eléctrico (por medio de una fuente de poder) entre el acero de refuerzo (que se comporta como cátodo) y un ánodo metálico localizado sobre la superficie del concreto (frecuentemente, este suele ser de un material inerte o bien inatacable en el medio electrolítico utilizado). La polarización del acero, crea un exceso de cargas negativas motivando el movimiento de aniones (o portadores de carga negativa, como los Cl- y OH-, principalmente) a través de la matriz de concreto hacia la superficie del mismo, donde son atraídos por el ánodo (polarizado éste a su vez positivamente) provocando eventualmente su salida del interior del concreto, disminuyendo de esta forma la concentración en el interior. En la Figura 1a, se observa el procedimiento de la aplicación en una estructura de concreto reforzado. En la Figura 1b, se muestra una representación esque-mática del movimiento iónico generado por el campo eléctrico.

Figura 1b. Representación esquemática de la aplicación de la decloruración o EECFigura 1a. Aplicación de la técnica de decloruración.

No obstante, aún si los principios de funcionamiento del método están bien establecidos [2–4], existen algu-nos aspectos que no han sido esclarecidos y que están relacionados con la capacidad de extracción de cloruros en condiciones susceptibles de ser encontradas en la práctica; y con el comportamiento post tratamiento del acero de refuerzo, notamente en lo que respecta a su estado de corrosión posterior a una aplicación de este tipo. En este sentido, existen resultados contradictorios en la literatura. Por un lado, algunos investigadores han observado una disminución del estado de degradación por corrosión del acero de refuerzo, afirmando con ello incluso un posible restablecimiento de las condiciones de pasividad del acero [5-7]. Por otro lado, otros han notado incrementos en la degradación del acero, indicando que estos efectos podrían resultar del propio aumento de alcalinidad en la zona cercana a la superficie del acero (interface acero – concreto) [8]. En la mayor parte de los trabajos aquí mencionados, la introducción de los cloruros fue favorecida durante la etapa de fabri-cación de las probetas utilizando para ello cloruro de sodio en el agua de mezclado, que difícilmente reproduce el mecanismo de ingreso de los cloruros y el deterioro por corrosión del acero de refuerzo. Con el presente trabajo se pretenden obtener datos experimentales que conduzcan no sólo a un mejor entendimiento de la téc-nica de EEC, sino a la consecuente evaluación del comportamiento esperado cuando es aplicada en estructuras que presentan dos tipos de perfil de cloruros: uno característico de zonas de inmersión y otro representativo de las zonas de marea, considerando además el hecho de tener una exposición multi-iónica.



2. Método experimental

2.1. Fabricación de las probetas

Fueron fabricadas probetas cilíndricas de concreto de 50 y 110 mm de diámetro y 110 mm de alto, con una varilla corrugada de acero de 10 mm de diámetro embebida en el centro de las mismas (Fig. 2). La super-ficie del acero fue limpiada químicamente, antes de su colocación en los moldes, con el objetivo de garantizar un estado inicial de referencia. Un sólo tipo de concreto fue analizado. La proporción de los diversos compo-nentes utilizados es presentada en la Tabla 1. La composición química del cemento es dada en la Tabla 2.

Después de haber sido fabricadas las probetas, éstas permanecieron sin intercambio de humedad durante 24 horas en un cuarto mantenido a 20°C. Posteriormente, fueron desmoldadas y antes del primer contacto con la solución de agua de mar, permanecieron en un cuarto a 20° ± 1°C y 100% HR durante 28 días. La penetración de cloruros fue asegurada hasta lograr una saturación máxima del concreto de las probetas. Por un lado, fueron expuestas a una condición de exposición permanente (CI, i.e. Continuously Immersed), y por otro, por medio de ciclos de tres días de inmersión y cuatro días de secado a 40°C (ciclos de WD, i.e. Wetting - Drying cycles). La composición de la solución de inmersión se describe en la Tabla 3.

2.2. Aplicación de la EEC

La aplicación de la técnica de EEC se puede describir como sigue. Setenta probetas fueron colocadas en contenedores de PVC, después de haber fijado una malla de titanio activado sobre su superficie y haber producido los contactos eléctricos (Fig. 3). Se utilizó agua destilada como electrolito (anolito) para seguir el movimiento iónico hacia el ánodo. Una corriente constante de 1 A/m2 de acero fue aplicada entre el ánodo y el cátodo (acero de refuerzo) durante 21 y 90 días. Una resistencia eléctrica de 1 W fue conectada en serie

Cemento Portland Ordinario, CPO 310 kg/m3

Arena de sílice, #4 850 kg/m3

Grava (tamaño máx=15mm) 1050 kg/m3

Agua 201 L/m3

A/C 0.65Resistencia a la compresión, 28 días 36 MPa

Tabla 1. Componentes y composición del concreto de las probetas.

Tabla 2. Composición química del cemento utilizado.

Tabla 3. Composición promedio del agua de mar del Océano Atlántico de acuerdo con [9].

CaO SO4 SiO2 Al2O3 MgO Fe2O3 Na2O K2OCPO (%) 61,8 3,2 18,4 4,9 2,75 2,4 0,13 0,68

Na+ Mg2 Ca2+ K+ Cl- SO42- HCO3

-

mmol/L 460,0 52,0 14,2 2,0 538,0 27,1 2,0



Fig. 2. Representación esquemática de un corte transversal de las probetas utilizadas.

Fig. 3. Celda tipo utilizada para la aplicación de la EEC.

con las probetas con el objetivo de verificar constantemente la cantidad de corriente (por aplicación de la ley de Ohm) aplicada a la celda. Un reóstato fue conectado también en serie para regular la corriente preestable-cida. La EEC fue aplicada por un periodo de 5 días, seguidos por un paro de 2 días (sin cambio del anolito). Este tipo de proceso simula una intervención en la cual los trabajos son conducidos generalmente de lunes a viernes con posibilidad de supervisión y verificación de los equipos. Al final del proceso, el total de carga aplicada fue de 360 y 1536 A-h/m², para 21 y 90 días, respectivamente. Con el objetivo de evaluar el efecto del campo eléctrico, para cada serie analizada, se colocaron probetas en celdas de extracción sin aplicación del mismo. Estas probetas de referencia fueron referidas en las gráficas como C–WD y C–CI.

2.3. Técnicas aplicadas

Se obtuvieron perfiles de concentración de cloruros en el concreto a partir de corazones extraídos de las probetas antes, durante y después del tratamiento de EEC. Los corazones fueron de 20 mm de diámetro y aproximadamente 25 o 55 mm de largo, dependiendo del recubrimiento de concreto de las probetas. Las Figs. 4 y 5 ilustran la extracción de los corazones y el procedimiento para la obtención del perfil de cloruros. Debido a la geometría cilíndrica de las probetas, los corazones fueron rectificados como lo muestra la Fig. 5. La concentración de cloruros totales (obtenidos previa digestión ácida) a una profundidad dada de concreto fue determinada a través de titulación potenciodinámica con una solución 0.01 M de nitrato de plata (AgNO3) y utilizando un titulador automático Metrohm DMS 716 Titrino [10].

Antes, durante y después de la EEC, medidas del voltaje aplicado, del potencial de corrosión del acero de refuerzo, de la resistencia de polarización (Rp) y de la resistencia eléctrica del concreto de las probetas fueron obtenidas. El potencial de corrosión, la Rp así como la resistencia eléctrica del concreto fueron obtenidos con ayuda de un sistema VoltaLab One para mediciones electroquímicas. Durante la EEC, éstas medidas fueron aplicadas al final del periodo de paro, es decir, al final del segundo día. Los resultados de Rp fueron transfor-mados a icorr con la relación icorr = B/Rp [11]. Se utilizó una configuración a tres electrodos, empleando un



electrodo de referencia de calomel saturado o ECS y un electrodo auxiliar de acero inoxidable 304. Debido a que B depende de las pendientes de Tafel [12], las cuales toman diferentes valores en función del estado de corrosión del acero, diferentes valores de B fueron considerados si el acero estaba en un estado pasivo (si el Ecorr > –200 mV, B = 52 mV) o en estado activo (si el Ecorr < –300 mV, B = 26 mV). El potencial y la velocidad de corrosión fueron observados después del corte de la corriente durante 4 meses bajo condiciones que favorecen la posible repasivación del acero, de acuerdo con resultados previos [13].

Fig. 4. Procedimiento para la obtención de los corazones de concreto. Fig. 5. Representación esquemática de la rectificación y procedimiento para la obtención de los perfiles de cloruros.

3. Resultados

3.1. Parámetros eléctricos y electrolíticos

La resistividad del concreto, justo antes del inicio de la EEC, medida con la técnica de Espectroscopía de Impedancia Electroquímica (o simplemente Impedancia), en el rango de 100 kHz a 10 Hz, estuvo entre 4 y 7 kW.cm, para las probetas sometidas a WD, y entre 17 y 20 kW.cm para aquellas en inmersión permanente (CI).

Durante la EEC, los voltajes aplicados para obtener la corriente preestablecida varió entre 1.5 y 3 V, lo cual muestra el comportamiento relativamente estable de la celda de extracción en su conjunto (probeta, malla de titanio, anolito). Como era de esperarse, por efecto de la electrolisis y la saturación de agua de la probeta, la resistividad de las mismas disminuyó entre 50 y 60%. El pH del anolito varió entre 6.5 y 8. Finalmente, el desprendimiento de cloro gaseoso fue observado, especialmente al final de cada ciclo de aplicación del tratamiento (a partir del cuarto día).

3.2. Movimiento de los cloruros al interior del concreto

Las Figuras 6a, 6b, 7a y 7b muestran la evolución del contenido de cloruros como una función del recubri-miento de concreto para 21 y 90 días de tratamiento, en lo que respecta a las probetas que fueron expuestas a WD y CI.



0

1

2

3

4

5

6

0 - 5 5 - 10 10 - 15 15 - 20Depth (mm)

[Cl-

](%

wt.c

.)

CONTROL WD 21 DAYS WD 90 DAYS WD

STEEL

0

1

2

3

4

5

6

0 - 5 5 - 10 10 - 15 15 - 20

Depth (mm)

[Cl-

](%

wt.c

.)

CONTROL CI 21 DAYS CI 90 DAYS CISTEEL

Figura 6. Evolución de la concentración de cloruros como una función del tiempo de aplicación del tratamiento para 20 y 50 mm de recubrimiento de concreto y para las probetas expuestas en a) WD ciclos y b) CI.

a) Ciclos de WD

a) CI

Antes del tratamiento de EEC, el promedio de la concentración de cloruros fue cercano a 4% por peso de cemento (ppc o by wt. c., como designado en las gráficas), para las probetas en WD (designadas en la gráfica como Control WD), y alrededor de 3.7% (ppm) para aquellas en CI (designadas como Control CI).

Después de 90 días de aplicación de la EEC, se puede constatar que el modo de penetración de cloruros utilizado durante la etapa de exposición no presenta un efecto sobre la capacidad de extracción de la técnica para las probetas de 20 mm de recubrimiento (Figs. 6a y 6b), debido a que se observan reducciones similares en el contenido de cloruros (la concentración disminuye hasta 1% ppc en las proximidades de la interface acero – concreto).

En contraste, para las probetas de 50 mm de recubrimiento (Figs. 7a y 7b), se observa una reducción más significativa en el caso de las probetas en el modo de CI, alcanzando valores ligeramente inferiores a 1% ppc comparado con aquellas en ciclos de WD, cuyos valores alcanzaron alrededor de 2.5% ppc.

3.2 Efecto de la EEC en el comportamiento de corrosión del acero

Las Figs. 8a y 8b muestra el comportamiento promedio del potencial de corrosión del acero medido en cada serie de probetas antes, durante y en la etapa de post tratamiento, para los dos modos de penetración



0

1

2

3

4

5

6

0 - 8 8 - 16 16 - 24 24 - 32 32 - 40 40 - 50Depth (mm)

[Cl-

](%

wt.c

.)

CONTROL WD 21 DAYS WD 90 DAYS WD

STEEL

0

1

2

3

4

5

6

0 - 8 8 - 16 16 - 24 24 - 32 32 - 40 40 - 50

Depth (mm)

[Cl- ]

(% w

t.c.)

CONTROL CI 21 DAYS CI 90 DAYS CISTEEL

Figura 7. Evolución de la concentración de cloruros para diferentes tiempos de aplicación de la EEC para las probetas de 20 y 50 mm de recubrimiento y expuestas en a) ciclos de WD y b) CI.

a) Ciclos de WD

a) CI

analizados. La línea horizontal punteada en las gráficas indica los umbrales comúnmente aceptados para dife-renciar entre estados de corrosión activos y pasivos de acero de refuerzo.

Se constata que la EEC tiene un efecto sobre el potencial de corrosión:

Para las probetas en WD y antes de la EEC se registraron potenciales de corrosión muy activos, cuyos va-lores estuvieron cercanos a -580 mV vs ECS. Durante el tratamiento, los potenciales oscilaron entre -1025 y -1085 mV vs ECS, causados por el efecto del campo eléctrico aplicado. Después de la aplicación de la EEC, durante el post tratamiento, los potenciales se desplazaron hacia valores más positivos, entre -317 y -414 mV vs ECS, para 20 y 50 mm de recubrimiento de concreto, respectivamente

Para las probetas en CI, los potenciales del acero antes de la EEC fueron de igual forma negativos, variando entre -518 y -334 mV vs ECS, para 20 y 50 mm respectivamente. No obstante, durante el tratamiento de EEC, se constata que los potenciales difícilmente alcanzan los -900 mV vs ECS. Este efecto es probablemente debido a la alta resistividad que presentaron estas probetas antes de la aplicación de la EEC, por lo que la polarización alcanzada fue menor. Después del tratamiento, los potenciales se desplazaron hacia la zona que indica la posible pasividad del acero con valores más positivos que -100 mV vs ECS, para los dos recubrimientos de concreto.



Figura 8. Comportamiento del potencial de corrosión del acero de refuerzo en probetas cona) 20 mm y b) 50 mm de recubrimiento de concreto.

a) 20mm

a) 50mm

3.4. Velocidad de corrosión

La evolución de la velocidad de corrosión del acero, medido en la forma de densidad de corriente por medio la técnica de Rp, antes y después del tratamiento de EEC son presentados en las Figs. 9a y 9b (la Rp no pudo ser obtenida durante el tratamiento de EEC, debido a la polarización remanente de las probetas en el modo de WD). La línea horizontal punteada mostrada en las gráficas indican los umbrales comúnmente aceptados para diferenciar entre aceros considerados como pasivos o activos.

Antes del tratamiento de EEC, la velocidad de corrosión medida fue alta para las probetas en WD, con valores de 9 y 3 µA/cm² para 20 y 50 mm de recubrimiento de concreto respectivamente. Por otro lado, en el caso de CI, la velocidad de corrosión fue cercana a 0.1 µA/cm² indicativos de pasividad del acero para los dos recubrimientos de concreto analizados.

Para las probetas en WD que recibieron 90 días de aplicación de la EEC, las velocidades de corrosión obtenidas demuestran una disminución del proceso de degradación (icorr disminuyó en 50 y 20%, para las probetas de 20 y 50 mm de recubrimiento, respectivamente). Para las probetas en CI, las reducciones de icorr no fueron tan significativas no obstante permanecieron en la zona que indica pasividad del acero.

d=days of treatmentdat=days after treatment

-1200

-1000

-800

-600

-400

-200

0

0 d 21 d 90 j 7 dat 21 dat 36 dat 51 dat 126 dat 135 dat 157 dat

Time (days)

Pot

entia

l (m

V/E

CS

)

WD CyclesCIC-WD CyclesC-CI

before

duringafter

-1200

-1000

-800

-600

-400

-200

0

0 d 21 d 90 d 15 dat 36 dat 48 dat 108 dat 142 dat

Time (Days)

Pot

entia

l (m

V/E

CS

)

WD CyclesCIC-WD CyclesC-CI

before during

after



Figura 9. Evolución de la icorr para probetas con a) 20 mm y b) 50 mm de recubrimiento de concreto.

a) 20mm

a) 50mm

d=days of treatmentdat=days after treatment

4. Discusión

4.1. Extracción de cloruros

En el caso de probetas con 20 mm de recubrimiento los contenidos de cloruros fueron drásticamente reducidos, independientemente del modo de penetración de cloruros seguido antes del tratamiento. En con-traste, para las probetas teniendo 50 mm de recubrimiento, algunas diferencias fueron observadas.

En las Figs. 10a y 10b se presentan los contenidos de cloruros totales obtenidos en la interface acero – concreto, después de 90 días de tratamiento.

En todos los casos, se constata que el contenido de cloruros disminuye hasta 1% ppc, valor cercano al umbral considerado como potencial para provocar la corrosión del acero. Mientras que para las probetas de 50 mm en ciclos de WD, el contenido de cloruros permanece cercano a 3% ppc.

Suponiendo que la capacidad de enlace de cloruros por parte del cemento es constante e independiente del modo de penetración de los mismos y si la carga total aplicada al final del tratamiento de EEC es la misma

0,0

0,1

1,0

10,0

100,0

0 d 21 dat 42 dat 54 dat 113 dat 147 dat

TIME (days)

icor

r (µA

/cm

²)

WD Cycles

CI

before

after

0,0

0,1

1,0

10,0

0 d 15 dat 36 dat 48 dat 108 dat 142 dat

TIME (days)

icor

r (µA

/cm

²)

WD CyclesCI

beforeafter



Figura 10. Variación del contenido de cloruros en la interface acero – concreto para probetas con a) 20 mm y b) 50 mm de recubrimiento de concreto.

— — Umbral de cloruros, i.e. chloride threshold, según [14].

0

1

2

3

4

5

WD cycles Continuously immersed (CI)Type of penetration

Chl

orid

e co

nten

t(%

cem

ent m

ass)

Before 21 days 90 daysChloride Threshold

0

1

2

3

4

5

WD cycles Continuously immersed (CI)

Type of penetration

Chl

orid

e co

nten

t(%

cem

ent m

ass)

Before 21 days 90 daysChloride Threshold

en los dos modos de penetración, se esperarían contenidos de cloruros equivalentes el final tratamiento. Sin embargo, los resultados muestran diferencias que pueden explicarse a través de las siguientes aseveraciones:

— Una parte de la corriente es consumida en la superficie del acero (cátodo) en la forma de reducción de óxidos y generación de OH-,— Una parte de esta corriente es usada por otros aniones diferentes de los cloruros, por ejemplo los OH-,— La caída del potencial producto del campo eléctrico entre el ánodo (malla de titanio) y el cátodo (acero de refuerzo) es significativa en el caso de recubrimientos superiores a 20 mm

Sin embargo, los resultados del contenido de cloruros no permiten concluir cuál de estas aseveraciones controla el proceso de extracción de cloruros.

4.2 Efecto de la EEC sobre el comportamiento de corrosión del acero

En el caso de ciclos de WD, el potencial y la velocidad de corrosión, antes de la EEC, corresponden a un estado avanzado de degradación del acero de refuerzo. Para las probetas en CI, aún si los potenciales de corrosión son muy negativos, las medidas de icorr indican un estado de pasividad del acero. De hecho, en con-diciones de inmersión permanente o CI, los potenciales del acero pueden ser más negativos que -300 mV vs ECS sin presencia de un proceso de corrosión significativo. De acuerdo con Arup [15], Elsener y Böhni [16], este efecto estaría relacionado con el fenómeno de acceso limitado de oxígeno el cual induce una polarización negativa del acero, sin embargo, el proceso de corrosión no se desarrolla, aunque las medidas de potencial pueden alcanzar -1000 mV vs ECS.

Las condiciones de post tratamiento usadas en este trabajo (probetas al aire libre) permiten afirmar que la EEC influye de manera significativa, debido a que conduce a un desplazamiento del potencial de corrosión del acero hacia valores más positivos, por lo que se infiere que el estado de degradación tiende a disminuir. No obstante, en el caso de ciclos de WD, aún si el potencial y la velocidad de corrosión después del tratamiento indican disminución de la degradación del acero, no es posible afirmar una repasivación del mismo, contra-riamente a las observaciones de ciertos investigadores [5-8]. Por otro lado, en el caso de probetas en CI, el conjunto de valores después de la EEC localizan al acero en la zona de pasividad con valores de -90 mV vs ECS y 0.1 µA/cm², que sustentan bien la inferencia anterior.



Es así que, la rehabilitación de una estructura, precedida de un tratamiento de EEC, no puede ser consi-derada únicamente por la reducción del contenido de cloruros, una evaluación completa del estado de corro-sión se asevera primordial. Tal y como lo confirman los resultados obtenidos por Elsener et al. [6] y aquellos expuestos en un trabajo previo publicado por los autores de este artículo [17]. En este sentido, se ha encon-trado que el estado inicial de corrosión del acero tiene un efecto sobre la capacidad de remoción de cloruros de la EEC [18]. Dado que el acero localizado en el interior de las estructuras de concreto es utilizado en la mayoría de los casos como cátodo, es válido pensar que su estado de degradación, en particular su estado de corrosión tendría una influencia en el proceso de extracción de cloruros (o transferencia de carga). En efecto, cuando el acero presentó un estado avanzado de corrosión, como en el caso de probetas en ciclos de WD donde existieron productos de corrosión visibles en la superficie de las mismas, es probable que una parte de la corriente fuese usada para reacciones locales como, reducción de productos de corrosión y generación de hidroxilos, principalmente. Una parte de esta corriente usada para estas reacciones podría no participar en la extracción de cloruros, lo que explicaría las diferencias en los resultados obtenidos. En este sentido, trabajos realizados sobre los cambios morfológicos del acero de refuerzo embebido en probetas sometidas a decloru-ración han evidenciado como los óxidos inicialmente presentes en la superficie del acero, sufren un cambio de coloración, lo cual se atribuye a la formación de magnetita alrededor del acero [19].

5. Conclusiones

La capacidad de extracción de la técnica, en función del modo de penetración de cloruros (ciclos de WD y CI) fue estudiada en probetas de concreto reforzado con recubrimientos de concreto de 20 y 50 mm. Las principales conclusiones obtenidas fueron:

— Para 20 mm de recubrimiento de concreto, el contenido de cloruros después de la EEC son equivalentes para ambos modos de penetración.— Para 50 mm, la extracción de cloruros fue más efectiva en el modo de CI.— Después del tratamiento de EEC, ambos valores de Ecorr e icorr muestran una reducción en el proceso de degradación del acero, sin embargo para el caso de ciclos de WD, la reducción no es suficiente como para afirma la repasivación del acero.— Las diferencias observadas están relacionadas con el estado de corrosión presente en el acero antes de la aplicación del tratamiento de EEC.

De esta forma, la rehabilitación de estructuras presentando un alto contenido de cloruros y altas velocida-des de corrosión, características de zonas de marea, no puede ser garantizada con la aplicación de la EEC.

6. Agradecimientos

Los autores expresan su más profundo agradecimiento por los recursos económicos aportados a este tra-bajo de investigación por parte del Consejo Nacional de Ciencia y Tecnología a través de la beca CONACYT – SFERE 115325.



Referencias

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3. R. B. Polder, H. J. Van der Hondel, Electrochemical realkalisation and chloride removal of concrete, State of the art, Laboratory and field experience, Proceedings of RILEM conference, Rehabilitation of Concrete Structures, Melbourne, pp. 135 – 147, 1992.

4. J. Tritthart, K. Petterson and B. Sorensen, Electrochemical removal of chlorides from hardened cement paste, Cement and Concrete Research, Vol. 23, No. 5, 1993.

5. R. B. Polder, Electrochemical chloride removal from concrete prisms containing chloride penetrated from sea water, Construc-tion and Building Materials, Vol. 10, No. 1, 1996, pp. 83 – 88.

6. B. Elsener, M. Molina and H. Böhni, The electrochemical removal of chlorides from reinforced concrete, Corrosion Science, Vol. 35, Nos. 5 – 8, pp; 1563 – 1570, 1993.

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Oxidación selectiva del butano en un reactor a membrana adaptado paratrabajar en condiciones ricas en butano.

Oxidación selectiva del butano en un reactor a membrana adaptado para

trabajar en condiciones ricas en butanoArquímedes Cruz-López1,2, Leticia M. Torres-Martínez1, Isaías Juárez Ramírez1,

Lorena Garza Tovar1 y Elvira Zarazúa Morín1

1Departamento de Ecomateriales y Energía, Facultad de Ingeniería Civil-UANL. Av. Universidad y Av. Fidel Velázquez S/N, Cd. Universitaria. San Nicolás de los Garza, N.L. México.

2Institut de Recherche sur la Catalyse, CNRS, 2 av. Albert Einstein, 69626 Villeurbanne, Cédex, Francia.

Resumen

La oxidación parcial de butano se realizó en un reactor catalítico a membrana de tipo distribuidor, donde la membrana porosa se utilizó para distribuir el oxígeno hacia el lecho catalítico: VPO o 3%Co-VPO. En la primera parte del trabajo se utilizaron condiciones estándar (T=400°C, O2/C4=12 y presión atmosférica) y se evaluó el efecto de la distribución del oxígeno hacia el lecho catalítico con la ayuda de un diferencial de presión. Al estudiar la relación O2/C4 se muestra que los catalizadores dopados con Co mantienen altos niveles de selectividad (75%) con respecto a los VPO tradicionales cuando la relación O2/C4 disminuye. Lo anterior los identifica como candidatos ideales para realizar la oxidación de butano en condiciones fuertemente reductoras. Finalmente, se llevó a cabo la reacción de oxidación sobre el catalizador 3%Co/VPO a altas concentraciones de butano (15% Vol.) en un reactor a membrana utilizando relaciones O2/C4 menores a los valores estándares. Gracias a esta configuración, es posible trabajar en condiciones ricas en butano sin riesgo de caer en la zona de explosividad. Lo anterior es imposible de realizar en un reactor convencional. Los resultados muestran productividades de hasta 430 mol.m3.h-1. Los cuales son más importantes (x3) con respecto a las productividades en condiciones tradicionales.

Palabras claves: Oxidación parcial de butano, reactor catalítico con membrana, productividad en Anhídrido Maléico.

Abstract

The n-butane selective oxidation has been studied in a membrane reactor, using high butane concentrations. Thanks to the oxygen distribu-tion by the membrane, it is possible to keep the local composition outside the flammability zone. A MFI ceramic membrane was used to distribute oxygen (or part of it) in the catalyst bed, made of a VPO mixed oxide, either conventional or Co-doped. In a first step, the effect of the oxygen distribution has been studied, showing that, under standard reactant mixtures (O2/butane=12, low butane concentration), the membrane reactor performed very close to the conventional one. Under high butane concentrations, the VPO system suffered from a drastic decrease of the selectivity towards maleic anhydride (MA). The addition of cobalt to the VPO catalyst allowed keeping the MA selectivity at a high level (75%). The combination of the Co/VPO catalyst and the MFI membrane was used to explore the membrane reactor performance with high butane con-centrations in the feed, corresponding to the flammability zone in a conventional reactor. For these conditions, the MA productivity was 3 times higher than that observed with the conventional reactor.

Keywords: Butane selective oxidation, catalytic membrane reactor, maleic anhydride productivity.

1. Introducción

Durante las primeras décadas del desarrollo de la industria petroquímica la producción de Anhídrido Maleico (AM) se llevó a cabo a partir de la oxidación parcial de benceno con catalizadores de óxidos mixtos


Arquímedes Cruz-López, Leticia M. Torres-Martínez, Isaías Juárez Ramírez, Lorena Garza Tovar, Elvira Zarazúa Morín

V2O3-MoO3. A través de este sistema catalítico se obtuvieron conversiones del 95% y selectividades del AM de 75% además de la presencia de subprouctos de reacción principalmente CO2 y CO. Sin embargo, en la década de los 70’s se presentaron dos fenómenos que provocaron el remplazamiento progresivo de la ruta del benceno por la oxidación parcial del butano. El primer evento fue el aumento del precio del benceno debido a uso como dopante en gasolinas aunado al establecimiento de reglamentaciones ambientales más estrictas sobre las emisiones de benceno. Hoy en día el rendimiento del AM no sobrepasa el 60%, la conversión de butano no es mayor del 80% aunado a la formación de productos secundarios (CO2 y CO) que conllevan a una selectividad de 75% en AM. Desafortunadamente los límites de flamabilidad del butano no permiten trabajar con concentraciones mayores al 2% en volumen lo que conduce a que la mezcla de productos de reacción no contenga más del 1% de AM y por consecuencia, los costos de separación y recuperación del producto en interés aumenten.

Actualmente a nivel industrial existen diferentes tipos de reactores para la síntesis de AM, estos procesos presentan conversiones muy próximas a las mencionadas en el párrafo anterior sin embargo cada tecnología presenta diferentes desventajas: el reactor de lecho fijo está limitado a trabajar a bajas concentraciones de butano (<2%) además de presentar problemas de exotermicidad y puntos calientes. El reactor de lecho fluidi-zado y el reactor con recirculación de sólidos permiten trabajar con mas altas concentraciones de butano, ya que el lecho fluidizado inhibe la propagación del fuego, mientras que en el reactor con recirculación de sólidos el butano y el oxígeno nunca están en contacto. Con este último sistema es posible regenerar el catalizador resultando en un incremento de la selectividad. Sin embargo, ambas tecnologías presentan problemas de atri-ción del catalizador. Lo anterior justifica los esfuerzos permanentes en la búsqueda de mejores tecnologías de oxidación. Ante esta perspectiva, los reactores a membrana se presentan como una opción interesante1,2.

El objetivo de este trabajo es el estudio de la oxidación parcial de butano en un reactor catalítico a mem-brana de tipo distribuidor. Este reactor está constituido de un tubo cerámico con diferente porosidad a lo largo del eje radial. El catalizador de óxidos mixtos vanadiofósforo (VPO) o el catalizador VPO dopado en co-balto (Co) se coloca como lecho fijo al interior de la membrana. Los reactivos butano y oxígeno se introducen separadamente: el butano se alimenta por la parte interna en contacto con el sólido mientras que el oxígeno se distribuye por permeación hacia el compartimiento interno a través de la membrana. Es decir, el papel de la membrana es controlar la concentración del oxígeno en el lecho catalítico. Gracias a esta opción los reactores a membrana son capaces de utilizar alimentaciones con altas concentraciones de butano sin riesgo de caer en la zona de explosividad3. De hecho, la distribución de oxígeno permite mantener en cualquier punto del lecho catalítico una relación O2/C4 fuera de la zona de explosividad.

Con respecto al sistema catalítico la necesidad de modificar el catalizador convencional (VPO) es conse-cuencia de la distribución de oxígeno que produce una gradiente en las propiedades óxido-redox a lo largo del lecho catalítico, lo cual modifica notablemente la actividad del VPO. Además el uso de altas concentraciones de butano refuerza este aspecto. De ahí el interés de dopar los catalizadores con cobalto los cuales son más estables en condiciones reductoras3,4.

En este trabajo, los catalizadores VPO y VPO-Co con diferente contenido de Cobalto fueron preparados por la ruta hemi-hidratada y caracterizados desde el punto de vista de su estructura y textura. Posteriormen-te se probaron en la reacción de oxidación parcial de butano en las diferentes configuraciones del reactor a



membrana y en diferentes atmósferas O2/C4 con el fin de determinar las condiciones óptimas que permitan mejorar la productividad en AM.

2. Parte Experimental

Preparación de los catalizadores

Mediante la ruta orgánica se preparó una serie de catalizadores de óxidos mixtos VPO y Co/VPO. El pre-cursor se obtuvo al mezclar el pentóxido de vanadio (V2O5) con ácido fosfórico (H3PO4 al 85%) con relación atómica P/V=1, en isobutanol. Este último, funciona como disolvente de la reacción además de ser agente reductor del V2O5. Para las diferentes preparaciones con cobalto, se utilizó acetil acetonato de cobalto como precursor y se añadió in-situ con relaciones Co/V=0,5, 1,0 y 3,0% respectivamente. La síntesis se realizó bajo reflujo de isobutanol durante 20 h en atmósfera de Nitrógeno y con agitación mecánica (500 rpm). Los precipitados obtenidos se lavaron en etanol para eliminar el exceso de solvente y enseguida se secaron en una estufa a 100°C durante 24 h. Posteriormente se procedió a darle una forma física (pellets) al precursor hemi-hidratado de vanadio (VO(HPO4).0,5H2O) con diámetro de partícula entre 0,2 y 0,3 µm. Los sólidos obtenidos se calcinaron en atmósfera de reacción (1,5% vol. de butano en aire) a 470°C durante 72 h, para finalmente probarlos en la reacción de oxidación parcial de butano en las diferentes configuraciones del reactor.

Preparación de la Membrana

La membrana consiste en un tubo poroso dividido en capas de diferentes diámetros de poro (de afuera hacia adentro: 10, 0,9 y 0,2 µm), 150 mm de longitud, un diámetro interno de 7 mm y un diámetro externo de 10 mm. El tubo se utiliza para soportar una capa de zeolita MFI preparada por síntesis hidrotérmica. Esta técnica consiste en colocar una capa delgada de zeolita dentro de los poros de α-alúmina de forma que la membrana sea selectiva a la molécula de interés (véase figura 1).

Figura 1. Membrana de alúmina macroporosa, los poros son cubiertos con cristales de zeolita MFI.

Dispositivo experimental

El reactor catalítico es la combinación de la membrana MFI y 2,5 g de catalizador (VPO o Co/VPO) en forma de lecho fijo (véase, Figura 2). Los extremos del tubo están esmaltados y un par de juntas de carbón en los extremos soportan la membrana para mantener hermético el interior de la carcaza del reactor. Un medidor



de presión monitorea cada lado de la membrana y envía la señal al controlador diferencial de presión que mantiene una consigna (ΔP) con la ayuda de una válvula neumática. El gradiente de presión entre ambos lados de la membrana forzó la entrada de oxígeno al lecho catalítico. Como se mencionó anteriormente, las carac-terísticas del reactor a membrana son las diferentes configuraciones para alimentar los reactivos: par el caso del reactor convencional (RC), los reactivos se alimentan simultáneamente del lado interno de la membrana. En el caso del reactor catalítico a membrana (RM), el butano entra del lado interno mientras que el oxígeno se distribuye del compartimiento externo hacia el compartimiento interno por medio de un gradiente de presión. Finalmente en el reactor catalítico a membrana mixto (RMM) una parte del oxígeno entre en coalimentación con el butano. En nuestro trabajo el butano siempre se alimentó del lado interno de la membrana. La alimenta-ción de los reactivos se realizó por medio de medidores de flujo tipo Brooks 5850. Las condiciones estándar de operación fueron: temperatura de reacción 400°C, O2/C4=12, presión atmosférica y tiempo espacial de butano =15 h-1. El análisis de los reactivos y de los productos de la reacción tuvo lugar en 2 cromatógrafos conectados en línea detectores FID y TCD, respectivamente.

Figura 2. Reactor catalítico con membrana

Caracterización de Catalizadores

La cuantificación de la composición química de los óxidos mixtos, se realizo por medio de un equipo de Emisión Atómica de Plasma a fin de comprobar las relaciones V/P y Co/V deseadas. La difracción de rayos X de los hemi-hidratos y de los catalizadores se llevó a cabo en un equipo Bruker D5005 a fin de asegurar la presencia de las fases cristalográficas de interés en nuestro estudio. La medición del área específica de los catalizadores se determinó a partir de la técnica de fisisorción de Nitrógeno (BET) en un equipo de construc-ción artesanal. Los análisis de Reducción a Temperatura Programada (TPR-H2) se realizaron bajo atmósfera de hidrógeno con una velocidad de calentamiento de 10°C/min, desde temperatura ambiente hasta 1000°C. El objetivo del análisis fue explorar el efecto de la incorporación de Cobalto en la estructura del VPO y su posible efecto en la reacción de oxidación. Para cuantificar la cantidad de oxígeno que va a permear la membrana se efectuaron mediciones de permeación a 400°C a diferentes presiones diferenciales.

3. Resultados y Discusiones

Caracterización de los catalizadores y de la membrana

Del análisis de absorción atómica se obtuvo la composición química de los catalizadores, lo cual confirma que los sólidos preparados mantienen la relaciones atómicas P/V=1,0 y Co/V deseadas (ver tabla 1). Según



Hodnett5, la relación atómica P/V tiene un papel determinante sobre las propiedades redox del catalizador y sobre la composición de la fase cristalina, lo que asegura el buen funcionamiento del catalizador. De acuerdo con los resultados BET el catalizador VPO reportó un área específica 20 m2.g-1; lo cual lo coloca ligeramente por arriba del valor reportado por esta vía de síntesis (12 m2.g-1)6,7. En el caso de los catalizadores dopados se presentó una disminución del área específica cuando la carga de de cobalto aumentó (15, 13 y 9 m2.g-1). El análisis de DRX mostró que las señales del precursor seco a 100°C corresponden al vanadio hemi-hidratado (VO(HPO4).0,5H2O), quien representa la fase principal4. Los sólidos calcinados en atmósfera de reacción presentaron únicamente la fase (VO)2P2O7, la cual se señala como la fase característica para llevar a cabo la reacción de oxidación. Es importante remarcar que la presencia de cobalto desarrolla la cristalinidad en el catalizador VPO. Los análisis de TPR-H2 permiten estudiar el efecto del cobalto sobre la reducción del cata-lizador VPO. Los resultados prueban que a 805°C, el Co lleva a una reducción importante de vanadio entre 25 y 60% para cargas de 0,5 y 3% de Co. En la Tabla 1, se resumen las características mencionadas anterior-mente. Las permeación de oxígeno y contrapermeación de butano se presentan dentro del intervalo 1,4E-07 y 3,2E-08 mol.m2.s-1.pa-1, respectivamente.

CatalizadorRelación Atómica

Co/VÁrea Específica

m2.g-1

Fases Permanentes % de Reducción de Vanadio

(T=805°C)100°C 470°C

VPO - 20 VO(HPO4).0,5H2O (VO)2 P2O7 200.5% Co/VPO 0.5 15 VO(HPO4).0,5H2O (VO)2 P2O7 350.5% Co/VPO 1.0 13 VO(HPO4).0,5H2O (VO)2 P2O7 480.5% Co/VPO 3.0 9 VO(HPO4).0,5H2O (VO)2 P2O7 62

Estudio Termodinámico (riesgo de inflamación del butano)

A partir del modo de operación del RM es posible probar nuevas condiciones de experimentales (alta pre-sión parcial de butano) con la idea de aumentar la producción del AM. Sin embargo, existe el riesgo de que el perfil de concentración que se presenta en el lecho catalítico entre el butano y el oxígeno se desplace hacia la zona de inflamabilidad. Para tal efecto, se calculó y se instaló un sistema contraincendios que permite trabajar en condiciones seguras. El sistema describe el calor generado por la reacción considerando la estequiometria de la reacción y las propiedades termodinámicas por medio de la ley de Hess. El aumento de la temperatura en el reactor se calculó utilizando la primera ley de la termodinámica, considerando un sistema isométrico. Finalmente, la diferencia de presión que se genera toma en cuenta la variación en el número de moles y el efecto de la temperatura por medio de la ley de gases ideales.

Estudio de la oxidación de butano en un reactor a membrana

Efecto de la distribución de Oxígeno

La primera parte de nuestro estudio consiste en comparar el efecto de la distribución del oxígeno a partir de las configuración del reactor (RC, RM y RMM) a condiciones estándar (T=400°C, O2/C4=12, P= 1,2 bar, 1% C4H10 volumen y GHSV=15 h-1) en un catalizador VPO. En la figura 3 se presentan los resultados de conversión y selectividad del catalizador VPO en función de la cantidad de oxígeno coalimentada con el buta-no. Las configuraciones RC y RM presentaron niveles de conversión de butano alrededor de 40%, sin embargo



10

20

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40

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60

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0 6 12

O xígeno coalimentado con butano (mL )

Conv

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(%

mol

)

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Sele

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idad

del

AM

(% m

ol)

cuando una parte del oxígeno se coalimentó con el butano, la conversión aumentó ligeramente hasta 45%. La selectividad en AM en el RM fue del 70% pero no resultó mejor que el RC o el RMM los cuales presentaron una mayor selectividad (75%). Si comparamos el rendimiento de los 4 experimentos encontramos la siguiente clasificación: RMM(33) > RC(31) > RM(28). Lo cual confirma que el RMM es más activo en congruencia con trabajos publicados anteriormente3.

Figura 3. Flujo de oxígeno coalimentado con butano a la entrada del lecho catalítico VPO. Efecto de la distribución de oxígeno (T=400°C, O2/C4=12, GHSV=15h-1) sobre la conversión (símbolo negro) y selectividad del AM (símbolo vacío) para RC, RM y RMM.

El hecho que el catalizador VPO sea menos selectivo en la configuración RM posiblemente está ligado a una mayor concentración de butano a la entrada del reactor que el catalizador VPO no resiste. Es decir, a la entrada del reactor hay una reducción de los sitios activos V+5 que desfavorecen la formación del AM3. La configuración en RMM permite mejorar esta situación sin perder el efecto positivo de la distribución del oxígeno. Otra posibilidad que permite mejorar el funcionamiento de los catalizadores VPO es dopándolos con cobalto, ya que estos sólidos mantienen una buena selectividad aún bajo las condiciones reductoras que existen a la entrada del reactor.

Efecto de la Relación O2/C4H10 sobre los catalizadores VPO y 3%Co/VPO

El estudio del efecto de la atmósfera de reacción sobre los catalizadores VPO y 3%Co/VPo se Realizó en reactor convencional y en reactor a membrana. En ambos casos se mantuvo constante la concentración de butano en la alimentación (1% vol.) mientras que el flujo de oxígeno distribuido disminuyó en el lecho cata-lítico. En la figura 4 se muestra que para cualquier tipo de reactor o cualquier tipo de catalizador hay una disminución progresiva de la conversión, mientras que la presencia oxígeno disminuye. Lo anterior muestra



Figura 4. Valor medio de la conversión de butano en las diferentes atmósferas de reacción con los catalizadores VPO y 3%Co/VPO (T=400°C, GHSV=15h-1).

que si se eligen condiciones ricas en butano (objetivo de este trabajo) el hecho de utilizar un RM no es un problema. Con respecto al catalizador (véase, Figura 4), se muestra igualmente que no hay efecto significativo de la formulación sobre la conversión.

0

10

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0.0 2.0 4.0 6.0 8.0 10.0 12.0Relación O2/C4H10

Con

vers

ión

de B

utan

o (%

mol

)

RC, VPO RM, VPO RMM, VPO RC, 3%Co/VPO RM, 3%Co/VPO

En cambio la figura 5 muestra el efecto de la presencia de Cobalto, el cual permite aproximarse a condi-ciones ricas en butano con una selectividad alta en AM (75%) que es similar a las observadas en condiciones estándares (O2/C4=12). La figura 5, también muestran que en condiciones ricas en butano el efecto del pro-motor Cobalto es mucho más importante con respecto a la configuración del reactor (efecto de la distribución de oxígeno). En condiciones reductoras, el rendimiento en AM esta en el rango de 10 para el catalizador 3%Co/VPO y entre 4 y 5 para el catalizador VPO, independientemente del tipo de reactor.

Efecto de la alta concentración de Butano

A partir de las limitaciones en condiciones estándar del RC se visualiza la posibilidad de estudiar la oxida-ción parcial de butano en condiciones reductoras a partir del aumento de la presión parcial de butano en un RM con un catalizador Co/VPO. La productividad se define como las moles de AM producidas por unidad de volumen y de tiempo y se utilizará en este trabajo como base de comparación entre los diferentes experi-mentos.

En la figura 6 se presentan los resultados de productividad en AM en función de la relación O2/C4 para diferentes concentraciones de butano o del tiempo espacial. La productividad a baja presión de butano (12 mbar) varía en el rango de 25 a 180 mol.m-3.h-1, en función de la relación O2/C4. Si se mantiene la GHSV de



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0.0 2.0 4.0 6.0 8.0 10.0 12.0

Relación O2/C4H10

Sele

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itdad

del

AM

(% m

ol)

R C (VPO)RM (VPO)RMM (VPO)R C (3,0% Co/VPO)RM (3,0% Co/VPO)

Figura 5. Valor medio de la selectividad del Anhídrido Maleico (AM) en las diferentes atmósferas de reacción con los catalizadores VPO y 3% Co/VPO.

Figura 6. Productividad del AM del catalizador 3%Co/VPO con diferentes GHSV.

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400

500

0 2 4 6 8 10 12 14Relación O2/C4H10

Prod

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idad

del

AM

(mol

.m-3

.h-1

)

RC, 12hPa, 15h-1RM, 12hPa, 15h-1RM, 220hPa, 15h-1RM, 220hPa, 90h-1RM, 220hPa, 180h-1



butano (15h-1), y se aumenta la presión parcial a 200 mbar, no se presenta ninguna variación progresiva de la conversión, mientras que la presencia de oxígeno disminuye. Lo anterior muestras que si se eligen condicio-nes ricas en butano (objetivo de este trabajo) el hecho de utilizar un RM no es un problema. Con respecto al catalizador (véase, figura 4), se muestra igualmente que no hay efecto significativo de la formulación sobre la conversión. En cambio la figura 5 muestra el efecto del dopar con cobalto que permite aproximarse a condi-ciones ricas en butano con una selectividad alta en AM (75%) que es similar a las observadas en condiciones estándares (O2/C4=12). La figura 5 igualmente muestra que en condiciones ricas en butano el efecto del promotor cobalto es mucho más importante con respecto a la configuración del reactor (efecto de la distribu-ción de oxígeno). En condiciones reductoras, el rendimiento en AM esta en el rango de 10 para el catalizador 3%Co/VPO y entre 4 y 5 para el catalizador VPO, independientemente del tipo de reactor.

4. Conclusiones

En un estudio preliminar, la comparación de los reactores convencional (RC), reactor a membrana (RM) y reactor a membrana mixto (RMM) muestra que la distribución de oxígeno no afecta de manera notable el funcionamiento del catalizador. Lo anterior, permite explotar la distribución de O2 en el reactor a membrana para usarlo en altas concentraciones de butano, prohibidas en un RC por los límites de inflamabilidad.

La distribución de oxígeno produce un gradiente óxido-reducción en el lecho catalítico. En este trabajo se muestra que la utilización de un catalizador dopado con cobalto permite mantener la selectividad en AM cuando se trabaja a fuertes concentraciones de butano. A altas concentraciones de butano la utilización de un RM y del catalizador VPO dopado en cobalto permite multiplicar por 3 la productividad en AM con respecto a un reactor convencional.

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Godines Arredondo Enrique

Metodología sobre el manejo, tratamiento yReuso del agua en instalaciones industriales y

su aplicabilidad en un caso prácticoGodines Arredondo Enrique1

1 Jefe del Departamento de Tecnología del Agua del Instituto de Ingeniería Civil de la Facultad de Ingeniería Civil de la UANL, Coordinador del Centro Internacional del Agua de la UANL y Profesor de Licenciatura y Postgrado de la Facultad de Ingeniería Civil de la UANL. [email protected]

RESUMEN

El desarrollo industrial de México ha conducido a tener en operación un total de 1821 plantas de tratamiento de aguas residuales industriales (PTAR) al año 2005 con una capacidad instalada total de 40.22 m3/s y un caudal tratado de 26.82 m3/s (1). Clasificándose las PTAR en los diferentes tipos de tratamiento: primario, secundario, terciario y no especificado, respectivamente para la remoción y gastos siguientes: (a) ajuste de pH y materiales orgánicos y/o inorgánicos (2) 8.53 m3/s, (b) materiales orgánicos coloidales y disueltos 17.56 m3/s, (c) materiales disueltos que incluyen gases, substancias orgánicas, iones, bacterias y virus 0.68 m3/s y (d) no especificados 0.06 m3/s (1). Resulta de mayor relevancia el hecho de conocer la forma de llevar a cabo diagnósticos de PTAR en el medio industrial con objeto de optimizar la operación de dichos sistemas de tratamiento, bajo una metodología adecuada en base a una finalidad de los estudios requeridos, previamente establecidos incluyendo el reconocimiento de las instalaciones internas y a manera de caso práctico se presenta el diagnóstico sobre el manejo, tratamiento y reuso de las aguas sanitarias generadas por una industria localizada en la Zona Metropolitana de la Ciudad de Monterrey, N. L.

Respecto al caso práctico, el tipo de agua residual corresponde a aguas sanitarias, en principio el diagnóstico, del sistema de alcantarillado

interno de la industria, presenta interferencia con aguas de origen industrial y por tal motivo no opera el tratamiento biológico. Se llevó a cabo una estimación de los caudales y se operó el sistema de tratamiento con fines de confirmar el caudal a tratar (0.3 a 0.4 L/s) y por la capacidad de la estación de bombeo de agua crudas (máximo 0.58 L/s), así como de la evaluación de las operaciones y procesos unitarios mediante la aplicación de los programa CAPDET y GPS-X (6).

En conclusión el sistema de tratamiento requiere de rehabilitarse (hidráulica, mecánica y eléctrica) para cumplir con la calidad de agua tratada; en lo referente a la instalación de bombas, al tipo y capacidad de los difusores de aire y vertedor de salida del sedimentador.

Palabras claves: Aereación Extendida, tratabilidad, reutilización ó reuso del agua, programa de caracterización ABSTRACT

The industrial development in Mexico Country has 1821 wastewater industrial treatment plants in operation at 2005 year with a installed capacity total of 40.22 m3/s and 26.82 m3/s (1) as wastewater treatment flow. There are different types of treatment: primary, secondary, tertiary and not specific.: (a) pH adjustment and organics and/or inorganic materials 8.53 m3/s, (b) colloidal and dissolve materials 17.56 m3/s, (c) dissolved materials with gases, organics substances (2), ions, bacterial and virus 0.68 m3/s and not specify 0.06m3/s (1). Therefore is interesting to know how to do PTAR diagnostic in the industrial to obtain a major level of wastewater treatment plants operation under a methodology (d) adequate in base a purpose in accord the researches to request., previously established as internal installation recognition and including as a practical case is present a collection, treatment and reuse sanitary wastewater generated for an industrial located in Metropolitan Zone Monterrey, N. L.


Metodología sobre el manejo, tratamiento yReuso del agua en instalaciones industriales y su aplicabilidad en un caso práctico

Concerning, practice case, the type of wastewater is sanitary waste, the flow and capacity wastewater treatment, is around 0.3 to 0.4 L/sand the capacity pump station influent is 0.58 L/s as maxim flow. The wastewater system requires rehabilitation (hydraulic, mechanical and electrical) to comply with wastewater treatment standard, type and capacity air diffusion system and some changes into the sedimentation unit (effluent system).

Keywords: Aereation Extended, tratability, water reuse and characterization

Introducción

Existe poca literatura respecto a la metodología más adecuada para llevar a cabo un diagnóstico en base a un reconocimiento interno en una instalación industrial con fines de establecer el diagnóstico sobre el ma-nejo, tratamiento y reuso del agua. Esto se debe a la gran diversidad de procesos e instalaciones industriales existentes y por otro lado, quizá, a que en la práctica se ha utilizado más el criterio personal que una meto-dología determinada. Lo mismo ocurre con los programas de caracterización. Sin embargo la experiencia ha mostrado muchas veces las consecuencias de una deficiente identificación de las fuentes de contaminación y una adecuada planeación de los recursos disponibles.

A través de un reconocimiento interno o inspección de una instalación industrial se debe obtener la in-formación que sirva de base para la revisión del manejo, tratamiento y reuso del agua. En principio se debe establecer un programa de caracterización de las descargas de aguas residuales. Las finalidades de un pro-grama de este tipo, pueden ser muy variadas dependiendo del estudio que se vaya a realizar. A continuación se presentan algunas de las finalidades que se persiguen a través de un estudio de las aguas residuales.

Finalidades de los Estudios de Aguas Residuales

a) Definir los requerimientos gubernamentales en los efluentes industrialesb) Realizar los estudios de Gobierno: Federal, Estatales y Municipales para establecer: - Levantamiento de inventarios de descargas - Estudio en particular por la importancia de las descargasc) Proponer el reuso interno del agua en la industria. Obtención de agua de proceso cuando existen limitaciones en la región o para conservación del agua cuando ésta se obtiene a alto costo.d) Recuperar los productos existentes en las aguas residuales, cuando es técnica y económicamente factible.e) Reducir la contaminación: Establecer, por parte de la industria, el grado de contaminación para llevar a cabo trabajos internos para su control.f) Diseñar una planta de tratamiento estableciendo: - Parámetros base de diseño - Estudios de tratabilidadg) Realizar una evaluación de impacto ambiental Para llevar a cabo un adecuado diagnóstico, se recomienda realizar un reconocimiento interno que con-

duzca a obtener la mayor cantidad de información respecto a todos los procesos que utilizan agua y producen



aguas residuales, a través de una inspección de la instalación industrial. Esta información, una vez procesada, debe ser la base del programa de caracterización, del balance de flujo y materia de todos los procesos.

Fuentes y Características de las Aguas Residuales en la Industria

Fuentes (2)

Las aguas residuales pueden ser originadas por:

- Procesos- Limpieza de equipos y pisos- Sanitarios- Aguas pluviales (grasas, aceites, desechos sólidos depositados en los patios).

Características (2)

Las características de las aguas residuales varían de una instalación a otra, por lo que su descripción debe ser hecha de acuerdo a los procesos utilizados y a su operación.

El gasto de descarga debe ser descrito de acuerdo a las variaciones diarias, semanales, mensuales y anua-les. Dicha representación deberá ser lo más apegada a la realidad.

En el caso de industrias, las variaciones en el flujo de descarga y sus características de calidad, tienen variaciones significativas durante los turnos nocturnos, los fines de semana y a través del año de acuerdo a la demanda de los productos fabricados.

Estas variaciones, deberán ser evaluadas a través de análisis estadístico con el fin de obtener valores re-presentativos.

Algunas características indeseables en las aguas residuales son:

- Compuestos orgánicos solubles- Sólidos suspendidos- Metales pesados y compuestos orgánicos tóxicos- Color y turbiedad- Grasas y aceites- Materia flotante- pH- Olores desagradables por compuestos orgánicos- Sólidos disueltos

Se puede encontrar gran variación en el flujo y características de las aguas residuales entre industrias simi-



lares (mismo ramo industrial). Esta diferencia se puede deber a:

- Mantenimiento- Reutilización del agua- Procesos de producción- Operación de los procesos

Por esta razón, un estudio de las aguas residuales puede ser requerido en cada caso particular.

Programa de Caracterización (3)

El programa consiste en un programa de aforos, muestreos y análisis de las aguas residuales con el fin de determinar sus características de flujo y calidad, así como sus variaciones, establecido de acuerdo a una pla-neación de los recursos disponibles, de tal forma que se lleve con el mínimo costo, tiempo y esfuerzo.

Caso Práctico en la Zona Metropolitana de la Ciudad de Monterrey, N. L.

El sistema de tratamiento de aguas residuales, considerado en el caso práctico, corresponde a una planta de tratamiento de lodos activados en su variante “Aereación Extendida”; y para llevar a cabo el diagnóstico, se establecieron los objetivos parciales siguientes: (1) Definir la capacidad de tratamiento en función del tipo de planta y (2) Establecer las condiciones actuales y futuras de generación de caudal y de operación del sis-tema.

El alcance del estudio corresponde es la elaboración de los anteproyectos de rehabilitación para cumplir con la normatividad vigente para el reuso del agua tratada en riego de áreas verdes.

Desarrollo experimental

Procedimiento Experimental (3) a) Obtener y elaborar un plano del alcantarillado, indicando los posibles sitios de muestreo, el tipo de aforo, una orden de magnitud del flujo y los posibles contaminantes en las aguas residuales.b) Elaborar y llenar una encuesta con el fin de obtener la información existente: - Estudios realizados por la propia industria - Materias primas utilizadas y productos manufacturados - Tipo de operación de la planta - Turnos de trabajo y días de operación al año - Períodos de máxima, promedio y mínima operación - Usos del agua y consumos - Reutilización de las aguas - Disposición final del agua residual y aguas pluviales - Planes de expansión - Planes para controlar la contaminación del agua



c) Identificación de las fuentes de contaminaciónd) Análisis y estudio de la información obtenida a través del reconocimiento interno de la instalación in-dustriale) Autorización del estudio de caracterización de las aguas residuales por el Director o Gerente de la Industria

Una vez determinadas las limitaciones y contando con la información generada a través del reconocimiento interno de la instalación industrial, es necesario establecer:

- Período de monitoreo - Sitios de monitoreo y su importancia- Parámetros a analizar y capacidad de análisis de laboratorio- Periodicidad de aforos y muestreos- Métodos de aforo- Tipo de muestras a analizar (individuales y/o compuestas) Metodología (3)

El período y la frecuencia de muestreo deben establecerse de acuerdo a la disponibilidad económica y de tiempo así como a la naturaleza de las aguas residuales, la operación de los procesos y el número de descar-gas.

La medición del flujo debe establecerse de acuerdo al sistema de drenaje de la instalación, tratando de que las mediciones rutinarias se simplifiquen al mínimo sin perder exactitud, aplicando los métodos: sección-velocidad, volumen-tiempo, vertedores, tablas de operación de bombas, registros de consumo de agua.

Los parámetros de calidad (3), varían de acuerdo a la finalidad del estudio, algunos de ellos son:

- pH Sólidos suspendidos totales- Temperatura Sólidos sedimentables- Demanda Bioquímica de Oxígeno (DBO5) Metales pesados- Demanda Química de Oxigeno (DQO) Materias tóxicas- Carbón Orgánico Total (COT) Grasas y aceites

El muestreo continuo puede proporcionar muestras individuales o compuestas de acuerdo a la capacidad de análisis del laboratorio. Se pueden formar muestras compuestas de 8, 12 ó 24 horas de muestreo con frecuencia de 1, 2, 3, 4, 5 ó 6 horas de acuerdo al flujo instantáneo en cada muestreo.

En complemento a las actividades anteriormente descritas, la aplicación de ingeniería de sistemas para mo-delación y simulación en la revisión de las operaciones y procesos unitarios de tratamiento han tenido un gran auge; y por ello se aplican los programas asistidos por computadora; en el presente caso: CAPDET Work2 y GPS-X de la compañía Hydromantis, Inc. (6)



Para el caso práctico, la información recopilada y evaluada correspondió a:

- Datos generales- Generación y variación horaria de caudales- Calidad de las aguas residuales crudas- Calidad de las aguas tratadas- Planos: Conjunto, dimensionales, mecánicos y eléctricos de la PTAR- Datos de capacidad de la PTAR- Manual de operación de la PTAR ó forma de operar la planta

La información proporcionada por la propia industria como es: operación actual (3) turnos por día con un máximo de 280 personas en total, es decir 95 por turno y a corto plazo se incrementará en un máximo de 75 personas por día, equivalentes a tener 25 personas adicionales por turno, es decir 120 personas por turno en total. Conduciendo, ello a estimar la generación actual de 30 m3/día, más entre 10 y 15 m3/día adicionales a mediano plazo.

Respecto a la calidad de las aguas residuales, los resultados fisicoquímicos carecen de la definición de los sitios de muestreo, denotan una baja concentración de parámetros típicos de agua residual sanitaria y una alta influencia de agua de origen industrial, altas concentraciones de plomo, bajas concentraciones de DBO, SST y SSe.

En relación a la calidad de las aguas tratadas, cabe señalar que la planta de tratamiento en estudio, no ha sido operada a la fecha y se carece de planos de fabricación o proveedor. Un escrito indica la forma de operación, siendo del tipo continuo por gravedad, recirculación de lodos y purga de los lodos una vez al mes por 5 minutos.

El agua de abastecimiento corresponde a aguas salobres de alta conductividad eléctrica (3880 a 7133 micromhos/cm) y alta dureza total (2047 a 2220 mg/L),

Levantamiento de Instalaciones

Ante la falta de información se procedió a levantar las instalaciones en relación con la PTAR:

- Dimensiones interiores- Ubicación física de la PTAR en relación al predio de la industria- Tuberías de interconexión (trazo, diámetros, material) - Elevaciones del sistema de tuberías y conexiones- Ubicación de caseta de operación y control- Inventario hidráulico, mecánico y eléctrico

La información anterior, condujo a elaborar la Figura 1 (Levantamiento físico de la planta de tratamiento) anexa, que muestra las dimensiones y elevaciones, correspondiente a la planta mostrada en la Figura 2 (Foto: Reactor Biológico-Sedimentador).



Resultados

Aforos

Los aforos realizados en el cárcamo de bombeo variaron entre 0.18 y 1.18 L/s, cabe señalar que su ali-mentación es ahogada, sin embargo se logró aforar cada 4 horas.

Respecto a las aguas tratadas, efluente de cloración, las mediciones de caudal a cada 4 horas variaron entre 0.010 a 0.1 L/s

Por consiguiente los aforos resultantes no son representativos de la generación de caudal ni de la capaci-dad de la PTAR, por consiguiente se llevó a cabo un análisis en base a unidades-mueble de los servicios sani-tarios y cocina de la industria. Resultando caudales medios, actual 0.30 L/s y a futuro 0.40 L/s, considerando el incremento a corto plazo y un máximo de 0.58 L/s.

Calidad del Agua

Se llevaron a cabo campañas de caracterización de las aguas crudas (muestras individuales de cada 4 horas y muestra compuesta de 24 horas) así como de las aguas tratadas (muestra compuesta de 24 horas), previamente arrancando la operación de la PTAR “Aereación Extendida”; sin embargo los resultados indican presencia de aguas residuales de origen industrial dadas las altas concentraciones de conductividad 2720 a 4040 micromhos/cm, valores de pH entre 7.7 y 8.3 y concentraciones de DBO 23.3 mg/L.

De acuerdo a lo anteriormente comentado sobre la calidad del agua, se propone establecer una calidad típica de aguas provenientes de servicios sanitarios y cocina, resultados incluidos en las Tablas 1 y 2 (7).

Normatividad

En relación a la normatividad a cumplir para disponer las aguas tratadas para reuso en el riego de las áreas verdes se señala en la NOM-003-ECOL-1997 (8), los límites máximos permisibles de contaminantes que se reusen en servicios al público; en su sección con contacto directo que considera el riego de jardines, los límites máximos permisibles mensuales de contaminantes son:

- Coliformes fecales: 240 NMP/100 ml- Huevos de helminto: -6<1 huevo/litro- Grasas y aceites 15 mg/L- DBO5 20 mg/L- SST 20 mg/L

Para fines de revisar la PTAR (operaciones y procesos unitarios), se consideran:

- DBO5 15 mg/L- SST 15 mg/L- NH3-N 0.5 mg/L



Revisión de Operaciones y procesos Unitarios (3)

La Tabla 1 (Calidad de aguas sanitarias), muestra la calidad ó caracterización química de las aguas resi-duales crudas, del tipo, aguas sanitarias (8) consideradas en la revisión del sistema de tratamiento, dado que las aguas crudas presentan influencia de aguas de origen industrial. La Tabla 2 (Propiedades físicas del agua), relaciona las características físicas del agua residual (8) y la Tabla 3 (Revisión de parámetros de diseño), incluye el cálculo (6), de la capacidad máxima de la PTAR “Aereación Extendida”. Los cálculos indican el caudal de diseño (0.58 L/s) deducido de haber llevado a cabo análisis de sensibilidad para caudales menores, iniciado con 0.3 L/s (caudal actual) y a futuro, corto plazo (0.4 L/s); es decir el gasto máximo de operación es 0.58 L/s, la calidad del agua cruda (típica de aguas sanitarias, la calidad del efluente (normatividad vigente), el cál-culo de masa de contaminantes, las propiedades físicas del agua a tratar, la concentración de contaminantes en el tren secundario (aereación), incluyendo los coeficientes de temperatura y cinéticos, la cinética propia del crecimiento de la biomasa y la revisión del reactor biológico en función de la relación F/M, los Sólidos Suspendidos en el Licor Mezclado y la carga volumétrica definiéndose los requerimientos de oxígeno, la purga de lodos, el volumen de aire requerido y cantidad de difusores. Continuando con la definición de la capacidad del soplador y la presión en la descarga y adicionalmente para continuar revisando los procesos de sedimen-tación y desinfección del efluente.

Discusión de resultados

Operaciones y Procesos Unitarios

Reactor

a) Limpieza del reactor biológico con arena y terminado interiormente con alquitrán de hulla de 12 milési-mas de pulgada de espesor y exteriormente con recubrimiento Amercoat verde 10 milésimas de espesor.b) Desmontar difusores metálicos e instalar 30 unidades de material plástico Flex Air 9” tipo disco de burbuja fina.

Sedimentador

a) Instalar vertedor para un caudal de 0.58 L/s

Sistema de Interconexión (tuberías)

a) Arreglo de trazos y conexiones en equipos de bombeo

Instalación eléctrica

a) Arreglos alumbrados interior (caseta) y exteriorb) Distribución de fuerza, sistema de tierras y centro de control de motores



Conclusiones

1.- Las aguas residuales a tratar serán exclusivamente las provenientes de servicios sanitarios y cocina.

2.- Se requiere, previamente rehabilitar el sistema de alcantarillado para evitar conexiones cruzadas e interferencia de aguas provenientes de los procesos industriales.

3.- De acuerdo al estudio y anteproyecto realizado, se recomienda implementar la rehabilitación de la planta de tratamiento “Aereación Extendida” incluyendo las acciones: procesos, hidráulicas, mecánicas y eléctricas Lo que conduce a erogar un monto estimado de $275,000.00, incluyendo la adquisición de equipo, materiales e instalación, a llevar a cabo previamente las acciones de limpieza. Debiendo conside-rar, adicionalmente los honorarios correspondientes al proyecto ejecutivo de rehabilitación y los montos por la administración y supervisión de las acciones a implementar.

Reconocimientos

El caso práctico que dio lugar al presente artículo correspondió en parte al análisis incluido en el estudio titulado “Diagnóstico Plantas de Tratamiento de Aguas Residuales Planta Reciclaje Enertec-México” realizado por el Departamento de Tecnología del Agua del Instituto de Ingeniería Civil de la Facultad de Ingeniería Civil de la Universidad Autónoma de Nuevo León, Enero 2006, para la empresa Enertec México, S. de R. L. de C. V.

BIBLIOGRAFÍA

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tion and Water Environment Federation Handbook,20056. Programas de simulación y modelación de operaciones y procesos unitarios de tratamiento de aguas residuales para

diseño y operación de sistemas, CAPDET Work2 y GPS-X de la compañía Hydromantis, Inc., 20057. Estudio de Sistemas Económicos de Tratamiento de Aguas Residuales, SARH/DHTA, 1976.8. Diario Oficial de la Federación del 21 de Septiembre de 1988, Secretaría de Medio Ambiente, recursos Naturales y Pesca,

Norma Oficial Mexicana que establece los límites máximos permisibles de contaminantes para las aguas residuales tratadas que se rehúsen en servicio al público.



Fig. 1. Levantamiento físico de la Planta de Tratamiento

Fig. 2. Planta de Tratamiento (Reactor Biológico-Sedimentador), de izq. a der. Reactor biológico I, Trampa para lodo flotado y Tanque clarificador.

Tabla 1. Calidad de aguas sanitaras (7)

Resumen del diseño (Caudal 0.58 L/s)Caracterización

BOD 252.00 g/m3 sBOD 126.00 g/m3 COD 540.00 g/m3 sCOD 237.60 g/m3 rbCOD 144.00 g/m3 TSS 420.00 g/m3

VSS 360.00 g/m3 TKN 42.00 g/m3

NH3-N 30.00 g/m3 P tot 6.00 g/m3

Alcalinidad, CaCO3 300.00 g/m3 bCOD/BOD 1.60

pH 7.20 pH Unit



Tabla 2. Propiedades físicas del agua

Tabla 3. Revisión de parámetros de diseño (6)

PROPIEDADES FÍSICAS DEL AGUA Invierno Verano Temperatura de proceso 20.00 °C 27.00 °C

Viscosidad dinámica 0.01 poise 0.01 poise Viscosidad cinemática 0.01 stokes 0.01 stokes

Módulo elástico 22,171.16 kg/cm2 22,793.04 kg/cm2 Densidad 1.00 g/cm3 1.00 g/cm3

RESUMEN DE DISEÑO (Gasto 0.58 L/s) Flujo promedio 50.11 m3/d Carga de BOD 12.63 kg/d Carga de TKN 2.10 kg/d N° de tanques 1.00 Tiempo llenado 2.00 h Tiempo de reacción 2.50 h Tiempo total de reacción 6.50 h Tiempo de sedimentación 1.00 h Tiempo de decantación 0.50 h Tiempo de ocio - h Tiempo total del ciclo 6.00 h Tiempo de retención de sólidos 8.60 d Volumen de cada tanque 41.76 m3

Volumen de llenado por ciclo 12.53 m3/ciclo Relación vol_llenado/vol_tanque 0.30 Tirante de decantación 0.31 m Tirante total 1.02 m MLSS 3,000.00 g/m3 MLVSS 2,207.02 g/m3 F/M 0.14 d-1 Carga volumétrica 302.40 kg/1000m3/d Flujo de decantación 6.96 L/s Producción de lodo 14.57 kg/d Yh_obs (Kg VSS/kg BOD) 0.85 kg VSS/kg BOD Yh_obs (Kg TSS/kg bCOD) 0.72 kg TSS/Kg bCOD Oxígeno requerido por tanque 17.60 kg/d Tiempo total de reacción diaria 26.00 h/d Transferencia de oxígeno promedio 0.68 kg/h



APÉNDICE

La teoría de la operación del reactor (3), se basa en las ecuaciones siguientes:

Oxidación y síntesis: Bacterias

COHNS + O2 + Nutrientes → CO2 + NH3 + C5H7NO2 + Otros productos finalesMateria orgánica Nievas células de bacterias

Respiración endógena: Baterias

C5H7NO2 + 5O2 → 5CO2 + 2H2O + NH3 + EnergíaCélulas

El modelo cinético al considerar la unidad de separación de sólidos, permite asumir en el análisis del pro-ceso completamente mezclado con recirculación lo siguiente:

1.- La estabilización del desecho por los microorganismos ocurre únicamente en el reactor

2.- El volumen utilizado en el cálculo para el tiempo de residencia celular del sistema, incluye únicamente el volumen del reactor.

El tiempo de retención hidráulico del sistema: θs

Vt: Volumen del reactor más volumen del sedimentadorQ: Caudal de entrada (influente)Vr: Volumen del reactorVt: Volumen del sedimentador

El tiempo de retención hidráulico del reactor θ es definido como:

Siendo θc definido como la masa de microorganismos en el reactor dividido entre la masa de organismos removidos por el sistema cada día, está dado por la siguiente expresión:

Qw: Es el caudal conteniendo las células biológicas a ser removidas del sistema (reactor)Qe: Es el caudal proveniente del sedimentadorXe: Concentración de micoorganismos en efluente de la unidad de sedimentación

s = Q

VsVrQVt +

= en donde:

= QVr

donde Vr es el volumen del reactor

c = XeQeXQw +

XVr en donde:



La concentración de masa de microorganismos X en el reactor puede ser obtenida en base a la ecuación siguiente:

(So-S): Concentración del sustrato utilizado (mg/L)So: Concentración del sustrato en el influente (mg/L)S: Concentración del sustrato en el efluente (mg/L) : Tiempo de retención hidráulico (d)Y: Coeficiente cinético Y = 0.65 lb de células / lb DBO5 utilizadas Kd: 0.06 d-1

La ecuación correspondiente para observar la pendiente en el sistema con recirculación, requiere sustituir θ por θc :

Y obs= Y / 1 + kd θc El diseño del proceso o las relaciones de control corresponden a:

U= Q/Vr (So-S) /X donde U: Tasa específica de utilización del sustrato F / M = So /θX, donde F/M es conocida como la relación comida-microorganismos Los términos U y F/M son relacionado en la eficiencia (E):

U= (F/M) E /100 ó bien: E= (So-S) /So x 100 donde:

E: Eficiencia en por ciento (%)So: Concentración del sustrato en el influenteS: Concentración del sustrato en el efluente

El caudal de retorno ó recirculación es calculado en base a la siguiente expresión:

X: Sólidos suspendidos en el licor mezclado (mg/L)Q: Caudal influente del secundario (Mgal/d)Qr: Caudal de lodos de retorno (Mgal/d)Xr: Sólidos suspendidos en los lodos activados (mg/L)Q´w: Caudal de lodos residuales (Mgal/d)

X = ( )

( )cKdSSocYθθ

θ−

−1

en donde:

Qr = XXr

wXrQXQ−

− ' en donde:



Los coeficientes típicos (Ref.3), del proceso de lodos activados en aguas residuales (municipales):

Coeficiente UnidadValores

Rango Típicok d-1 2 – 10 5ks mg/L DBO5 25 - 100 60

mg/L DQO 15 - 70 40Y mg SSV / mg DBO5 0.4 – 0.8 0.6kd d-1 0.025- 0.075 0.06

DQO: Demanda química de oxígeno; SSV: Sólidos suspendidos volátiles

Los parámetros de diseño del proceso de lodos activados en su variante “Aireación Extendida”, correspon-de a los siguientes valores:

θc (d) = 20 – 30 F/M (lb DBO5 / lb de SSV Licor mezclado d = 0.05 – 0.15Carga volumétrica (lb DBO5 / pies3.d = 10 -25SSV (Licor mezclado) mg/L = 3,000 – 6,000 V/Q (h): 18 – 36Qr / Q: 0.5 - 1.5


Guerra-Cobián, V. H., Bâ, K. M., Díaz-Delgado, C

Modelación hidrológica distribuida: Análisis del efecto en la variación del tamaño

del cuadro que discretiza una cuencaGuerra-Cobián, V. H.1, Bâ, K. M.2, Díaz-Delgado, C2.

1 Profesor Investigador de la Facultad de Ingeniería Civil de la Universidad Autónoma de Nuevo León. 2 Profesor Investigador del Centro Interamericano de Recursos del Agua de la Universidad Autónoma del Estado de México.

RESUMEN

El presente trabajo muestra los resultados de la simulación hidrológica efectuada en la cuenca del río Santa Catarina en el estado de Nuevo León (México). Se analizó el efecto que tiene la variación del tamaño de cuadro que discretiza la cuenca, utilizando el modelo de parámetros distribuidos CEQUEAU-ONU. La información hidrometeorológica utilizada se obtuvo del Extractor Rápido de Información Climatológica (ERIC II), así como del Banco Nacional de Datos de Aguas Superficiales (BANDAS). Se plantearon tres escenarios de discretización en los cuales el lado del cuadro se varió de 1,500 m por lado hasta 10,000 m por lado. Se obtuvieron valores del coeficiente de Nash de 0.7220 para un tamaño de cuadro de 1,500 m por lado y de 0.8876 para 5,500 m de lado del cuadro que discretiza la cuenca. Estos resultados sugieren que los tamaños de cuadro menores no producen las simulaciones más satisfactorias.

Palabras clave: Modelo hidrológico, CEQUEAU, discretización espacial, calibración.

ABSTRACT

The present paper shows the results of the hydrological simulation in the Santa Catarina river watershed in Nuevo Leon (Mexico). The discretization effect was analyzed through the variation of the grid cell in the watershed, using the distributed model CEQUEAU-ONU. The hydrometeorological information used was obtained from the Fast Extractor of Climatologic Information (ERIC II), as well as the National Bank of Superficial Water Data (BANDAS). Three scenarios of discretization were considered in which the grid cell was varied from 1,500 m up to 10,000 m. The results obtained in the watershed according to the Nash coefficient values were 0.722 and 0.8876 for grid cells of 1,500 m and 5,500 m respectively. These results suggest that the smaller grid cell do not produce the most satisfactory simulations.

Keywords: Hydrological Model, CEQUEAU, spatial discretization, calibration

INTRODUCCIÓN

La evaluación y el manejo de los recursos hídricos en una cuenca están ligados directamente tanto a las actividades humanas como al uso del suelo. La aplicación de modelos hidrológicos es hoy en día una herra-mienta indispensable, ya que pueden ser utilizados para analizar los aspectos de cantidad del agua dentro de una cuenca, como por ejemplo: los escurrimientos, las inundaciones, la operación de los almacenamientos y embalses; el desarrollo y protección del agua subterránea, los sistemas de abastecimiento y el uso del agua entre otros. Actualmente existe la tendencia a nivel mundial en utilizar modelos hidrológicos distribuidos, debido a que toman en cuenta la variabilidad de las características físicas de la cuenca, mediante la discreti-zación de la misma (Bâ et al. 2001). Al aplicar un modelo distribuido, una de las preguntas iniciales es con respecto al tamaño de cuadro que se debe utilizar en la discretización de la cuenca en estudio. Sin embargo, no existe una regla general que indique el tamaño o número de cuadros que deben discretizar una cuenca


Modelación hidrológica distribuida: Análisis del efecto en la variación del tamaño del cuadro que discretiza una cuenca

hidrológica (Molnar y Julien, 2000). Además, el rango de discretización espacial que ha sido utilizado en los distintos modelos desarrollados alrededor del mundo es muy grande, debido a que varía desde el tamaño de un “píxel” con resolución de 50 por 50 m (Su et al. 2003), hasta cuadros de 10 km por lado (Ayadi y Bargaoui, 1998).

El presente estudio muestra los resultados obtenidos del análisis del efecto de la variación en el tamaño del cuadro que discretiza una cuenca hidrológica, cuando se utiliza un modelo hidrológico distribuido.

METODOLOGÍA

Zona de estudio

El análisis del efecto de discretización espacial se llevó a cabo en la cuenca del río Santa Catarina, el cual se origina en la Sierra Madre Oriental en los cañones de la Purísima, el Álamo y San Juan Bautista en el estado de Nuevo León. Corre por un cañón con dirección Noroeste, hasta las proximidades de Santa Catarina, de la cual toma el nombre. En este punto cambia bruscamente de dirección hacia el Sureste pasando por la Ciudad de Monterrey hasta su confluencia con el río San Juan. La cuenca tiene una superficie de 1,805 km2 hasta la estación hidrométrica 24327-Cadereyta II y el río principal tiene una longitud de 158 km con una pendiente media de 0.9 %.

Aplicación del Modelo CEQUEAU

La modelación hidrológica en la cuenca del río Santa Catarina se realizó en CEQUEAU, el cual es un modelo hidrológico de parámetros distribuidos (Morin y Paquet, 1995). CEQUEAU reproduce el sistema hi-drológico mediante la discretización de la cuenca en estudio utilizando un máximo de 1,000 cuadrados. Para efectuar la simulación utiliza dos funciones: La función de producción que considera el movimiento vertical del agua (Figura 1) y la función de transferencia que es la encargada de efectuar el movimiento del agua cuadro por cuadro. El volumen de agua finalmente disponible en cada elemento parcial se obtiene multiplicando la lámina de agua obtenida de la función de producción por la superficie del elemento parcial considerado. Este volumen se suma a los volúmenes entrantes al elemento o cuadro, procedentes de los elementos parciales vecinos (Figura 2)

Para llevar a cabo el análisis de la discretización espacial, se varió el tamaño de cuadro que discretiza la cuenca a partir de un tamaño de cuadro de 1,500 m por lado hasta 10,000 m por lado, incrementando el tamaño del cuadro en 500 m. La obtención de la información fisiográfica utilizada se llevó a cabo de forma automatizada empleando un módulo hidrogeomático desarrollado en el SIG Idrisi (Guerra-Cobián, 2007). La modelación consistió en la simulación de los caudales medidos en la estación hidrométrica 24237-Cadereyta II de 1966 a 1980. La Figura 3 muestra la ubicación de las estaciones meteorológicas utilizadas, así como la estación hidrométrica.

El proceso de calibración del modelo se efectuó variando los parámetros del modelo que gobiernan el proceso lluvia-escurrimiento, y se llevó a cabo en dos etapas: la primera se realizó manualmente mediante la técnica “de prueba y error”, y la segunda consistió en la optimización automática de los parámetros utilizando la herramienta de optimización con que cuenta el modelo CEQUEAU. Para cada cuenca en estudio se plan-



tearon tres escenarios de calibración, empleando un tamaño de cuadro distinto en cada uno. El conjunto de parámetros obtenidos en el escenario 1 (cuadro de 5,000 m por lado), se utilizó como base de calibración del escenario 2 (cuadro de 7,500 m por lado), y éste conjunto de parámetros a su vez se utilizó para la ca-libración del escenario 3 (cuadro de 10,000 m por lado). Por último, con los parámetros de cada escenario se efectuaron las simulaciones de los distintos tamaños de cuadros en que se discretizó la cuenca en estudio (de 1,500 m a 10,000 m por lado).

La evaluación de los resultados de las simulaciones se realizó con base en el criterio numérico de Nash (1970), el cual está definido por la Ecuación 1. Éste criterio relaciona los caudales observados y calculados, y toma valores desde -∞ hasta 1, siendo 1 una simulación perfecta (los caudales calculados coinciden con los observados).

Donde:

NTD = Coeficiente de Nash adimensionalQCi = Caudales calculados en el día i, en m3/sQC = Promedio de los caudales calculados en los n díasQOi = Caudales observados en el día i, en m3/sQO = Promedio de los caudales observados en los n días

∑

∑

=

=

−

−−= n

iOOi

n

iOiCi

QQ

QQNTD

1

2

1

2

)(

)(1 Ecuación 1

RESULTADOS Y DISCUSIÓN

Los resultados de las simulaciones efectuadas en la cuenca del río Santa Catarina con respecto al coeficien-te de Nash se muestran en la Tabla 1. Los valores máximos del coeficiente que se obtuvieron para cada uno de los escenarios de calibración son: 0.8876 para el tamaño de cuadro de 5,500 m por lado para la calibración 1, 0.8841 para el tamaño de cuadro de 7,000 m por lado para la calibración 2, y 0.8788 para un tamaño de cuadro de 7,000 m por lado para la calibración 3. El valor máximo y mínimo de los tres escenarios es 0.8876 y 0.7220 respectivamente, con una variación de 0.1656. Considerando el promedio de los tres escenarios el valor máximo del coeficiente es 0.8805 y corresponde a un tamaño de cuadro de 8,000 m por lado.

En la Figura 4 se muestra la tendencia de los resultados de la simulación. Se observa que el coeficiente de Nash disminuye considerablemente conforme decrece el tamaño de cuadro que discretiza la cuenca. Poste-riormente, los valores presentan variaciones en el coeficiente de Nash constantes hasta un tamaño de cuadro de 8,000 m por lado, para luego variar considerablemente. Así mismo, se tiene que los tres escenarios de calibración presentan una tendencia similar.

La Figura 5 muestra el hietograma de las lluvias interanuales, así como el hidrograma de los caudales medios interanuales que se obtuvieron para el valor máximo del coeficiente de Nash, tomando en cuenta los tres escenarios de calibración (mejor simulación). Además, en la cuenca del río Santa Catarina se observa



que, la temporada de lluvias es escasa y abarca de junio a octubre, siendo el mes de septiembre el de máxima pluviosidad. El caudal medio interanual máximo para el periodo de simulación es de 75 m3/s y el mínimo es prácticamente cero para la temporada de estiaje, la cual se presenta en los meses de diciembre a mayo. También se observa que el flujo base es mínimo, por lo que no representa una contribución significativa en el escurrimiento del río.

Con respecto a la dispersión de los caudales observados y calculados por el modelo, la Figura 6 muestra que, en general la simulación de los caudales fue adecuada. Así mismo, se observa que un alto porcentaje de los caudales ordinarios que se presentan en la cuenca son menores de 20 m3/s, y que los caudales mayores son debidos a lluvias extraordinarios asociadas con eventos ciclónicos.

CONCLUSIONES

Los resultados de las simulaciones efectuadas muestran que los tamaños de cuadro más pequeños, contra-riamente a lo que se pensaba al inicio de la investigación, no producen los mejores resultados en el coeficiente de Nash. Esta situación sugiere, sin lugar a dudas que, se debe continuar con la investigación del efecto de la discretización espacial en otras cuencas, las cuales presenten características fisiográficas e hidrometeoro-lógicas diferentes. Además, se recomienda analizar el efecto que pudiera tener la variabilidad temporal de la cobertura del suelo en la cuenca estudiada, ya que este no se consideró en el análisis. Finalmente, cabe men-cionar que, en la modelación de la cuenca del río Santa Catarina no se consideró la influencia de almacena-mientos que modifican el flujo natural, debido a que en el periodo de simulación, no existían obras hidráulicas; sin embargo los resultados obtenidos son ampliamente satisfactorios.

AGRADECIMIENTOS

Los autores agradecen al FOSEMARNAT 2004-01-174 por el financiamiento otorgado para llevar a cabo el estudio.

REFERENCIAS

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3. Guerra-Cobián, V. H., (2007). Análisis del efecto de discretización espacial en el modelado de cuencas hidrológicas utilizando el modelo distribuido CEQUEAU-ONU, Tesis de Doctorado, Centro Interamericano de Recursos del Agua de la U.A.E.M. México, 314 pp.

4. Molnar, D. K., Julien, P. Y., (2000). Grid-size effects on surface runoff modeling, Journal of Hydrologic Engineering, ASCE, pp. 8-16.5. Morin, G., Paquet, P., (1995). Le Modèle de Simulation de Quantité et de Qualité CEQUeau, Guide de l’utilisateur. Vers. 2.0 pour

Windows. INRS-Eau, rapport de recherche no. 435, 54 pp.6. Nash, J. E., Sutcliffe, J. V., (1970). River flow forecasting through conceptual model, Journal of Hydrology, 10, 282-290.7. Su, B., Kazama, S., Lu, M., Sawamoto, M., (2003). Development of a distributed hydrological model and its application to soil erosion

simulation in a forested catchment during storm period, Hydrological Process. 17, 2811-2823.



Lluvia Fusión de nieve

Lagos y ciénegas

Suelo

Subsuelo

Función de transferencia

Infiltración

Evaporación

Función de producción

Producciónsobre 1

60% 40%Producción

sobre 2

Producciónsobre 3

Producciónsobre 4

75% 25%

100% 75%

25%

100%40%

60%

Función deTransferenciaA

B

A

A

AB

QA1 QB1

QA2 QA4 QB4

QA3

A

A

A

AB

B

B

A

1 2

3 4

Figura 1. Función de producción del modelo CEQUEAU-ONU.

Figura 2. Función de transferencia del modelo CEQUEAU-ONU.



Parteaguas

Ríos principales

Est. Hidrométrica

Est. Meteorológica

SIMBOLOGÍA

Cuenca: Río Catarina

Est. Hidro.: Cadereyta II

Ubicación: Nuevo León

Zona UTM: 14

Figura 3. Estaciones hidrometeorológicas utilizadas en la modelación de la cuenca del río Santa Catarina.

Figura 4. Variación del coeficiente de Nash debido a la discretización espacial en la cuenca del río Santa Catarina.

0.7

0.72

0.74

0.76

0.78

0.8

0.82

0.84

0.86

0.88

0.9

1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000 10000 11000

Lado del cuadro que discretiza la cuenca en m.

Coe

ficie

nte

de N

ash

Coeficiente de Nash Calibración 1





Figura 5. Hidrograma y hietograma de la cuenca del río Santa Catarina.

Figura 6. Diagrama de dispersión de los caudales del río Santa Catarina.



Lado del cuadro que discretiza la

cuenca en m.

Número de cuadros que discretizan la

cuenca.

Coeficiente de Nash, adimensional.

Calibración 1 Calibración 2 Calibración 3 Promedio

1500 903 0.7220 0.7306 0.7341 0.72892000 526 0.8171 0.8190 0.8166 0.81762500 353 0.8428 0.8458 0.8425 0.84373000 253 0.8596 0.8639 0.8582 0.86063500 190 0.8662 0.8732 0.8684 0.86934000 152 0.8683 0.8697 0.8614 0.86654500 119 0.8713 0.8732 0.8656 0.87005000 102 0.8865 0.8809 0.8673 0.87825500 86 0.8876 0.8806 0.8657 0.87806000 72 0.8653 0.8651 0.8557 0.86206500 65 0.8836 0.8779 0.8617 0.87447000 57 0.8734 0.8841 0.8788 0.87887500 53 0.8527 0.8619 0.8595 0.85808000 45 0.8842 0.8836 0.8738 0.88058500 41 0.7971 0.8302 0.8402 0.82259000 40 0.8642 0.8695 0.8629 0.86559500 36 0.8689 0.8658 0.8542 0.8630

10000 32 0.8192 0.8447 0.8513 0.8384

Tabla 1. Resultados de la discretización espacial en la cuenca del río Santa Catarina.

63CIENCIA FIC No.2 Mayo - AGosto 2007

Dr. Guillermo Villarreal Garza, Dr. Ricardo González Alcorta

Capacidad de carga de ángulos cargados excéntricamente utilizando aisc-lrfd, asd

y teoría elásticaDr. Guillermo Villarreal Garza1, Dr. Ricardo González Alcorta1

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

RESUMEN

En este trabajo se analiza la capacidad de carga de ángulos cargados excéntricamente utilizando los criterios AISC-LRFD, AISC-ASD y teoría elástica de Timoshenko. Existen casos en armaduras fabricadas con ángulos de lados iguales y desiguales en los que la transmisión de la carga, por medio de placas soldadas en los extremos, recae en un solo lado del ángulo y hace que este quede sometido a carga axial y momento flexionante alrededor de dos ejes. Al tomarse en cuenta estos momentos flexionantes, la capacidad de carga axial del ángulo se reduce en forma importante y por lo mismo no deben ignorarse estos momentos. El procedimiento de revisión consiste en aplicar la ecuación de interacción separadamente en la esquina y en los puntos de los lados de ángulo. Este artículo presenta ejemplos ilustrativos para aplicar los dos criterios de diseño del AISC y la teoría elástica de Timoshenko, haciendo una comparación de los resultados obtenidos. Se presentan recomendaciones y conclusiones de los casos en los que no debe ignorarse el efecto de los momentos flexionantes producidos por excentricidad de la carga axial.

Palabras clave: Excentricidad, ángulos, teorías de análisis ABSTRACT

In this paper the load capacity of single-angle members excentricaly loaded using AISC-LRFD, AISC-ASD specifications and the elastic theory of Timoshenko are analyzed. There are cases in trusses fabricated with angles in which the transmition of the load is made with welded plates through only one leg which it makes the angle to be submitted to axial load and bending moments about two axes. Taking in account those bending moments the axial load capacity of the angle is reduced in important way. The procedure of revision it consists in applying the interaction equations in the corner and tips of the legs. This paper presents design examples using AISC specifications and elastic theory, comparing the results. Recommendations and conclusions will be written for the cases in which bending moments due to eccentric load cannot be ignored.

Keywords: Eccentricity, angles, theory of analysis

INTRODUCCIÓN

Existe la práctica de utilizar en el diseño y fabricación de armaduras de cuerdas paralelas, dos ángulos en cada cuerda y dos ángulos en las diagonales, con un ángulo como miembro vertical colocados en medio de las dos cuerdas como separador con los extremos aplastados (Ver figura 1).

64 CIENCIA FIC No.2 Mayo - AGosto 2007

Capacidad de carga de ángulos cargados excéntricamente utilizando AISC-LRFD, ASD y teoría elástica

Teoría elástica del pandeo torsional con compresión y flexión en dos ejes.

Este tipo de armaduras tiene ventaja sobre otros sistemas de armaduras en cuanto a la facilidad del proceso de fabricación y rapidez en el montaje, por lo cual son muy atractivas para los talleres de fabricación que pro-ducen en serie armaduras de acero para cubrir diferentes claros según lo requiera el proyecto. Sin embargo, debe ponerse mucha atención en la forma en la que se transmiten las fuerzas de un nudo a los miembros que se conectan a él, así como la transmisión de las fuerzas de los miembros a los nudos, inclusive entre los miembros que deben estar conectados a través de separadores o conectores, y que en ocasiones se omiten. Tomando el caso de las diagonales mostradas en la figura 1 y considerando que no existieran los conectores o separadores, el comportamiento de estas diagonales no será de conjunto sino más bien cada ángulo trabajará separadamente y así debería calcularse la capacidad de las diagonales dando como resultado una capacidad mucho menor. Ahora bien, si los conectores existen pero su espaciamiento no es el adecuado los dos ángulos de las diagonales se comportan como parcialmente conectados y la capacidad así debería calcularse. Otro factor que influye en el comportamiento de la transmisión de las fuerzas es la localización y aplicación de la soldadura ya que influye en las excentricidades entre la fuerza de compresión por transmitirse y el centroide de la sección transversal, como se muestra en la figura 2. La efectividad de una conexión también depende de la ductilidad del material, del espaciamiento entre conectores ó separadores, de la concentración de esfuerzos en los agujeros, del procedimiento de fabricación y del fenómeno de retraso de carga o corte.

P3

P2

5

1

LCB

BA

A

A6

A2

A5

VER. DET. 2

A5A4 A8A6

A1

A5A4

A7A

6

A3

Tip.

VER. DET. 3P1

10

20

1 50889

77 92 60

1039

4 ESPACIOS @ 1274 = 5096

VER. DET. 1

SECCION B-B SECCION A-A

A2A2

76 7 625

1020

76 7 625

A1

A3,

A4

oA5

5 TIPO

A6

TIPO5A1

25 7 676

1020

25 7 676

Localización del primerconector

Figura 1.



Figura 2.

Figura 3.

Más adelante se presenta el cálculo de la carga crítica por teoría elástica de pandeo y para fines de com-paración se determinará la carga última sin ningún factor de seguridad con las especificaciones AISC, LRFD y ASD, para los casos en que los dos ángulos de las diagonales trabajan separadamente, y en forma conjunta.

del Primer conector

C.G de la soldadura

TIPO5

15

DETALLE 2

P.T.

A4A5

A1

Localización

Teoría elástica del pandeo torsional con compresión y flexión en dos ejes.

A continuación se hará una descripción de la teoría elástica tomada del libro THEORY OF ELASTIC STA-BILITY (TIMOSHENKO AND GERE 1961) y se analiza el caso de una columna de sección abierta sujeta a una carga de compresión excéntrica de tal manera que se presenta compresión axial más dos momentos flexionantes (M1 y M2) en los extremos (ver figura 3).

Los momentos flexionantes M1 y M2 son tomados positivos en las direcciones mostradas en la figura, es decir en las direcciones en las cuales causan momentos positivos (ver figura 3). Ignorando los efectos de la carga axial en los esfuerzos flexionantes, los esfuerzos normales en cualquier punto de la sección de la colum-na se puede expresar como:



En los cuales x, y son los ejes centroidales principales de la sección. Para investigar la estabilidad de esta configuración de equilibrio se suponen deflexiones adicionales u y v del centro de cortante y rotación φ con respecto al eje normal a la sección que pasa por el centro de cortante. Designando x0 , y0 las coordenadas del centro de cortante, las componentes de deflexión para cualquier fibra longitudinal definida por las coor-denadas x, y son:

u y0 y−( )φ+ v x0 x−( )φ− Las tres ecuaciones de flexión y torsión de la columna quedan descritas por:

1

2

3

4

5

6

7

8

9

Designando las coordenadas del punto de aplicación de P por ex, ey, los momentos se pueden expresar como:

M1= P.ey M2= P.ex

Y en el caso de extremos articulados se puede llegar a obtener las ecuaciones siguientes:



; Q =1.0 (4.3a)

10

Para que el sistema de ecuaciones anterior tenga solución se requiere que el determinante de los coefi-cientes de A1, A2 y A3, sea igual a cero. Igualando el determinante a cero se obtiene Pcr. Puede verse de las ecuaciones que en general el pandeo de la columna ocurre por flexión combinada con torsión.

Desarrollando el determinante y considerando que para un ángulo de lados iguales C1= 0 y β2= 0, se obtiene la siguiente ecuación:

Esta es una ecuación cúbica en P y el sustituir valores de acuerdo a la sección transversal del ángulo, se obtiene de la carga crítica Pcr.

Pandeo torsional con compresión y flexión alrededor de dos ejes con especifi-caciones aisc lrfd

A continuación se transcriben de las especificaciones AISC LRFD 1999 diseño por resistencia de miem-bros de sección transversal en forma de ángulo sujetos a compresión. La resistencia de diseño es φc Pn

Con φc = 0.90 y Pn = Ag*Fcr QPara columnas cortas

;* El número de Ecuación corresponde al de las especificaciones AISC λ Q⋅ 1.5≤

(4.1)*

;

Para columnas largas

(4.2)

λc Q⋅ 1.5>

En la cual: Cuando

;

Y para:

(4.3b)



; (4.3c)

Y cuando

Si

Si

Mn = 1.5 FySc

Mn = 1.34Q FySc

Y por último cuando:

(5-1a)

(5-1a)

(5-2)

(5-3a)

(5-3b)

(5-1b)

Las expresiones para el diseño de miembros con sección transversal en forma de ángulo sencillo sujetas a flexión tomada del AISC-LRFD 1999 son:

Resistencia de diseño a flexión

La resistencia de diseño a flexión deberá ser el valor mínimo por los siguientes casos.

Para el estado limite de pandeo local cuando la punta del lado del ángulo esta a compresión.

bt

0.54E

F y≤

0.54E

F y

bt

< 0.91E

F y≤

Siendo• b = Ancho total del lado del ángulo con la punta en compresión.• Q= Factor de reducción de pandeo local.• Sc= Módulo de sección de la punta del ángulo relativo al eje de flexión.

Para el estado límite de cedencia cuando la punta del ángulo esta en tensión

Mn = 1.50 My

Para el estado límite de pandeo lateral torsional

Cuando Mob ≤ My; Mn = [0.92 – (0.17Mob)/My].Mob

Y Para Mob > My; Mn = [1.92 –1.17 (Mob/My)].My ≤ 1.5My Siendo Mob el momento de pandeo lateral torsional conforme a la ecuación (5-5)

Flexión alrededor de ejes principales

Para ángulos sin restricción lateral a la torsión serán diseñadas considerando los ejes principales centroi-dales.



Ángulos de lados iguales

a) Flexión alrededor del eje mayor:La resistencia nominal a la flexión Mn alrededor del eje mayor principal será determinado de acuerdo a las

secciones anteriores con ecuaciones (5-1a), (5-1b), (5-1c), (5-3a) y (5-3b) la que sea aplicable.

Donde Mob = Cb (0.46Eb2 t2) / l

b) Flexion alrededor del eje menorLa resistencia de diseño a la flexión alrededor del eje menor principal será obtenida por las ecuaciones

(5-1a), (5-1b), (5-1c) cuando la punta del lado del ángulo esta en compresión y por (5-2) cuando la punta del lado del ángulo esta en tensión.

(5-5)

Pu

φPn

89

Muw

φb Mnw

Muz

φb Mnz+

+ 1.0≤

Pu

2φPn

Muw

φb Mnw

Muz

φb Mnz+

+ 1.0≤

Fuerzas combinadas (flexo-compresión)

MIEMBROS EN FLEXIÓN Y COMPRESIÓN

Diseño de columnas de ángulo sencillo sujetas a compresión y flexión en dos ejes de acuerdo a las especificaciones aisc-asd-1989.

COMPRESIÓN

Para una mejor explicación de este trabajo se transcriben las ecuaciones de las especificaciones AISC-ASD-1989.

Cuando:

Y para:Pu

φPn0.20≤

Pu

φPn0.20≥

(6-1a)

(6-1b)

Para el rango elástico con:

klr

C'c≤

Para rango inelástico con:

(4-1)

klr

C'c≤

Donde: (4-2)



El factor de reducción Q se determina de la forma siguiente:

Para:

Con: b/t ≤ (65 ); Fb = 0.66 Fy

Para: (65 / ) < b/t ≤ (76 / ); Fb = 0.60 Fy

Y cuando: b/t > (76 / ); Fb = 0.60 Q Fy

b/t ≤

b/t ≤

< b/t <

Q = 1.0

Para: Q = 1.34 - 0.00447 (b/t) ( )

Y para: Q = 15,000 ( (b/t) 2)

(5-1a)

(5-1b)

(5-1c)

(4-2)

(4-3a)

(4-3b)

F y

F y

76F y

155F y

;

;

;155F y

76F y

Donde Fe es la resistencia al pandeo elástico para el modo de flexo-torsión.

FLEXIÓN

ESFUERZOS PERMISIBLES A FLEXIÓN

Los esfuerzos a flexión están limitados al valor permisible de Fb determinado con los criterios y expresiones siguientes:

Para evitar el pandeo local cuando el extremo del lado del ángulo esta en compresión.

Fy

Fy

Fy

Fy

Donde Q es el factor de reducción de esfuerzos determinados por las ecuaciones anteriores descritas en compresión.

Cuando el extremo del lado del ángulo esta en tensión.

Fb = 0.66 Fy

Para evitar el pandeo lateral torsional los máximos esfuerzos de compresión no deberán exceder: Cuando: Fob ≤ Fy; Fb = [0.55-0.10 Fob/Fy] Fob

Cuando: Fob > Fy; Fb = [0.95-0.50 (Fob/Fy)1/2] Fy ≤ 0.66Fy

Donde: • Fb = esfuerzo permisible a flexión en el extremo del ángulo. • Fob= esfuerzo lateral torsional elástico obtenido de la ecuación (5-5). • Fy = esfuerzo de fluencia.

FLEXIÓN ALREDEDOR DE EJES PRINCIPALES

Para ángulos sin restricciones al movimiento lateral torsional deberán ser diseñadas considerando ejes principales.

Ángulos de lados iguales

FLEXIÓN ALREDEDOR DEL EJE MAYOR

El esfuerzo principal de compresión debido a flexión fbw será limitado por Fb determinado por las ecuacio-

(5-3a)

(5-3b)



nes (5- 3a) y (5 -3b) la que sea aplicable, donde: Fob = Cb (28250/(l/t))Con b/t de las ecuaciones (5-1a) a (5-1c) y Cb = 1.75 + 1.05 (M1/ M2) + 0.3 (M1/M2)

2 < 1.50

FLEXIÓN ALREDEDOR DEL EJE MENOR

Los esfuerzos principales de flexión fbx están limitados por Fb expresadas en (5-1a), (5-1b) y (5-1c) lo que sea aplicable cuando los extremos de los lados están en compresión y por (5-2) cuando los extremos de los lados están en tensión.

ESFUERZOS COMBINADOS COMPRESIÓN AXIAL Y FLEXIÓN

Las columnas de ángulo sencillo sujetas a compresión axial y flexión deberán satisfacer los requisitos del AISC-ASD sección H1. Las ecuaciones de interacción de estabilidad y resistencia de las especificaciones del AISC-ASD capítulo H han sido adoptadas con modificaciones para tomar en cuenta para varias condiciones de flexión que se pueden presentar. La flexión generalmente acompaña a la carga axial de un ángulo sencillo ya que la carga axial y la conexión a lo largo de los lados del ángulo son excéntricos respecto del centroide de la sección transversal.

EJEMPLO CON LRFDREVISIÓN DE UNA DIAGONAL A COMPRESIÓN CON FLEXIÓN ALREDEDOR DE DOS EJES.

Se utilizan las especificaciones AISC-LRDF-1999 para determinar la capacidad de carga, sin incluir facto-res de carga ni los factores de resistencia con la finalidad de hacer comparaciones con teoría elástica.

2,3 2

3,1 7

PUNTO DE

APLICACION DELA CARGA

W

W

0 ,63

5 ,49

2,1 3

2,13

7,6 2

N

N

3,7 6

0,7 4

2 ,375

45 °

7,6 2

PUNTO PORREVISAR

B

A

Angulo de 3”x 3” x ¼”l= 152 cm.ex = 3.76 cm.ey= 0.74 cm.rz= 1.49

Acero A-50

1. COMPRESIÓN

Determinación de la capacidad nominal Pn, con referencia al punto A de la figura anterior.

• Relación de esbeltez



• Pandeo local ; Q = 0.96

• Parámetro de esbeltez

• Capacidad a carga axial centroidal Pn= 1722* 9.29= 15,997 kg 2. FLEXIÓN ALREDEDOR DEL EJE Z-Z (EJE MENOR) PARA EL EXTREMO DEL ÁNGULO QUE ESTA EN COMPRESIÓN.

• Estado limite de pandeo local.

Mnz = 1.5*3520*(20.39/2.375) = 45,330kg-cm Mz= P.ey=0.74P

3. FLEXIÓN ALREDEDOR DEL EJE W (EJE MAYOR) MOMENTO LATERAL-TORSIONAL.

Mob = Cb (0.46.Eb2t2) / l

Como se está considerando que no existen placas separadoras (conectores), el momento es aproximada-mente constante por lo que Cb=1.0

Como: My= Fy*(Iw / Cw) = 3520* (78.66/ 5.38) = 51,465 kg-cm

Mob > My por lo tanto calcular Mnw

4. AMPLIFICACIÓN DE MOMENTOS

Cm de acuerdo a (C1-2) del LRFD

Para flexión alrededor del eje z-z

Suponiendo P u =6500 Kg.

(4-1)

(5-3b)

(6-2)

(5-1a)

(4-3b)

(5-5)



Para flexión alrededor del eje w-w

5. REVISIÓN DE INTERACCIÓN CON EFECTOS ÚLTIMOS SIN FACTORES DE RESISTENCIA φ , e IGNORANDO (8/9)

(6.251x10-5 + 2.578x10-5 + 6.643x10-5) P = 1.0De donde la P de colapso sería: P= 6478 kg.

6.- REVISIÓN DEL PUNTO EXTREMO EN EL OTRO LADO DEL ÁNGULO. (PUNTO B)

En este punto tendremos compresión por la carga trasladada al centroide más compresión debido al mo-mento alrededor del eje z-z menos tensión debido al momento alrededor del eje w-w.

1. Compresión

En la primera parte del ejemplo se obtuvo el primer termino de la ecuación de interacción como (P/15997).

2. Flexión alrededor del eje z-z (eje menor)

Mn = 1.5 My = 1.5(3520)(20.39/2.375) = 45, 330 kg-cm

Por lo que el segundo termino de la ecuación de interacción queda igual

[(0.74P) (1.579)] / (45330)

3. Flexión alrededor del eje w-w.

El valor del momento nominal resulta con el mismo valor que para el caso de compresión debida a flexión, Mnw = 62544 kg-cm; en este caso no hay amplificación de momento y β = 1.0, por lo que el tercer término de la ecuación queda (3.76P)/ (62544).

7.- REVISIÓN DE INTERACCIÓN CON EFECTOS ÚLTIMOS SIN FACTORES DE RESISTENCIA φ E IGNORANDO (8/9)

(6.25 x 10 -5 + 2.578 x 10-5 – 6.0118 x 10-5) = 1.0P = 35, 498 kg. > 6478 kg.

Rige el punto extremo del lado del ángulo que esta a compresión y en general es el punto que rige el cál-culo para obtener la carga P de falla.

(6-1a)



EJEMPLO ANTERIOR CON AISC-ASD

Revisión de una diagonal a compresión con flexión alrededor de dos ejes.

Se utilizaran las especificaciones AISC-ASD-1989 para determinar la capacidad de carga, sin incluir los factores de reducción en los esfuerzos permisibles y en el punto más crítico de la sección esto con la finalidad de hacer comparaciones con LRFD y teoría elástica.

Angulo de 3”x 3” x ¼”l= 152 cm.ex = 3.76 cm.ey= 0.74 cm.rz= 1.49

Acero A-50

2,3 2

3,1 7

PUNTO DE

APLICACION DELA CARGA

W

W

0 ,63

5 ,49

2,1 3

2,13

7,6 2

N

N

3,7 6

0,7 4

2 ,375

45 °

7,6 2

PUNTO PORREVISAR

B

A

1. COMPRESIÓN

Determinación de la capacidad a la falla P

• Relación de esbeltez

• Pandeo local ; Q = 0.96

• Esbeltez con respecto al eje débil, utilizando la ecuación (4-1) sin factor de seguridad.

Pcr=1920.64*9.29=17837 kg.

Suponiendo que fa/Fa > 0.15, utilizaremos la ecuación (H1-1) para determinar la capacidad de carga P.

(4-3b)

(H1-1)f aFcr

Cmz fbz⋅( )

1f a

F'ez

−

Fbz⋅

+Cmy fbw⋅( )

1f a

F'ew

−

Fbw⋅

+ 1.0≤

;



Esta ecuación se utilizara con esfuerzos totales Fa; Fbz y Fbw en lugar de los permisibles. Como los mo-mentos son uniformes en todo el tramo de la diagonal.

Cmx= Cmy=0.60-0.40 (-1.0)= 1.0

2. FLEXIÓN ALREDEDOR DE LOS EJES CENTROIDALES PRINCIPALES

a) flexión alrededor del eje z (eje de menor inercia)

Revisión del punto A en compresión debida a flexión.

Quitando el factor de seguridad F´ez= 1006x (23/12)= 1928 kg. /cm2

Como b/t > ; Fbz= 0.6*(Q*Fy)

Quitando el factor de seguridad Fbz= Q*Fy Fbz= 0.96x 3520= 3379 kg. /cm2

b) flexión alrededor del eje w ( eje de mayor inercia) esfuerzo lateral torsional de pandeo elástico

Por lo que Fbw se debe calcular con: (5-3b)

Desfactorizado Fbw=(0.623/0.66) Fy= 3322 kg. /cm2

Sustituyendo valores en H1-1 se tiene que

Con P= 6100 kg. La ecuación de interacción resulta en:

(0. 342+0.448+0.229)=1.019 = 1.0 Por lo que la P de falla es P= 6100 kg.

Este resultado es muy cercano al valor de P=6478 kg obtenido con AISC-LRFD, existe una diferencia solo de 6%.

(5-1c)

(5-5)

76F y



Ejemplo con teoría elásticaPara calcular la carga crítica con la teoría elástica utilizaremos la ecuación (10) de la hoja 4. Los valores

que intervienen en esta ecuación cúbica para el ángulo de 3”x 3” x ¼”, cambiando z por x, y w por y, son:

E= 2.034 x 106 kg /cm2; β1= -10.36 cm; β2= 0; C1=0; C = GJ con G= (E/ (2(1+µ)); µ = 0.30; J= (2bt3) / (3) = (2 x 7.62 x (0.63)3) / 3 = 1.27cm4; I0 = Iz + Iw + A x WO2= 166.63 cm4; ez= 3.76 cm; ew= 0.74 cm; l= 152 cm; Iz =20.39 cm4; Iw=78.66cm4; W0= 2.697cm; Z0= 0

Al resolver la ecuación cúbica con los valores anteriores, se obtiene que Pcr = 12480 kg. Valor mayor que el obtenido con las especificaciones AISC-LRFD y ASD.

Comparación de los resultados

Se calculó la capacidad de carga excéntrica a la falla en ángulos sencillos y se obtuvieron los mismos resulta-dos por AISC-LRFD como AISC-ASD, sin embargo la capacidad carga excéntrica P obtenida utilizando teoría elástica basada en las ecuaciones que presenta Timoshenko y Gere en el libro Theory of Elastic Stability resultó con valores más altos indicando que las especificaciones están del lado conservador probablemente se deba a que la teoría elástica de Thimoshenko no toma en cuenta factores como rango inelástico, los niveles de esfuerzos residuales, la estabilidad contra el pandeo lateral de los extremos del miembro así como de los valores de Cm correspondiente a la distribución de momentos, y la amplificación de momentos β2 y β2

Conclusiones y recomendaciones

Se recomienda que cuando se utilicen dos ángulos en las diagonales de compresión o cuerdas de las arma-duras, estos deberán llevar conectores o separadores de acuerdo a E4 de las especificaciones AISC-LRFD o AISC-ASD y además que el primer conector en los extremos del miembro se localice en la unión de la conexión de los ángulos de la diagonal con los ángulos de la cuerda (ver detalles 1 y 2 en figura 2), esto para evitar que al transmitirse la carga a través de la soldadura a un lado de cada ángulo se genere flexión alrededor de los ejes centroidales geométricos o principales.

Para el caso de armaduras fabricadas y que ya fueron construidas con estos sistemas de dos ángulos unidos por conectores o separadores se recomienda efectuarse una revisión en campo y agregar los conectores que sean necesarios para cumplir con lo mencionado en el párrafo anterior y evitar alguna falla futura durante la vida útil de la estructura.

Se concluye que la capacidad de carga de ángulos cargados excéntricamente por ausencia de conectores se reduce en forma importante con respecto a la obtenida cuando tienen colocados los conectores en forma adecuada conforme al tema E-4 de las especificaciones AISC. También, se puede concluir que se obtiene aproxi-madamente la misma capacidad de carga excéntrica con las especificaciones AISC-LRFD o con AISC-ASD, sin embargo con la teoría elástica descrita por Timoshenko en el libro “Theory of Elastic Stabililty” se obtiene una capacidad de carga mayor, ya que no incluye efectos como son los niveles de esfuerzos residuales, el rango inelástico, la variación de los momentos flexionantes a lo largo del miembro, la amplificación de momentos, y que las especificaciones suman los efectos separados de compresión y flexión mediante una ecuación de interacción y la teoría elástica incluye la compresión y flexión en forma combinada.

REFERENCIAS

1. AISC (1993) Specification for load and Resistance Factor Design of Single-Angle Members, American Institute of Steel Construction, Chicago Ill.

2. AISC (1989) specification for Allowable stress Design of Single-Angle Members, American Institute of Steel Construction, Chicago Illinois.

3. Timoshenko and Gere (1971) Theory of Elastic Stability, International Student Edition, Mc Graw-Hill Book Company, Inc.4. Walker, W.W (1991) “Tables for Equal Single Angles in Compression” Engineering Journal, American Institute of Steel Construction,

Chicago Illinois.


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A continuación se presentan los Programas de Posgrado de nuestra Dependencia:

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

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

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

2.1 TítuloMáximo 2 renglones, tipografiado en altas y bajas, tipo Arial a 14 puntos, con interlínea normal y centrado.

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

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

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

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

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

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

2.6.2 Metodología o parte experimentalDeberá describir el diseño del experimento y contener suficiente información técnica, que permita su repetición. En esta sección deberá, presentar-




se cualquier condición que se considere relevante en el estudio. También, deberán presentarse las técnicas o los métodos empleados. No deberán describirse detalladamente las técnicas o métodos de uso general; la descripción de métodos deberá limitarse a aquellas situaciones en que éstos sean novedosos o muy complicados.

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

2.6.4 ConclusionesDeberán emanar de la discusión y presentarse en forma clara y concisa. 2.6.5 ReconocimientosIncluir el reconocimiento a las instituciones o personas que suministraron los recursos, así como del personal que dío asistencia durante el desa-rrollo del trabajo.

2.6.6 Referencias bibliográficasDeberán citarse en el artículo con un número al final del párrafo (a1). Deben estar numeradas y aparecerán en el orden que fueron citadas en el texto, con la siguiente información: Autores o editores, titulo del artículo, nombre del libro o de la revista, lugar, empresa editorial, año de publicación, volumen y número de páginas.

2.6.7 Tablas, gráficas, imágenes, figuras y fórmulas Deberán ser numeradas secuencialmente como aparecen en el texto, con números arábigos y haciendo referencia a ellas como Tabla 1. A, Fórmula 1. B… etc. Tipografiado en altas y bajas, Arial a 10 puntos y cursiva con interlineado normal. En el caso de tablas, el título deberá indicarse en la parte superior. En el caso de las gráficas, imágenes y figuras, su título debe colocarse en la parte inferior y deberán tener calidad para impresión láser. Las gráficas, imágenes y figuras deben ser también incluidas por separado, sin editar y en su resolución original.

3. Responsabilidad y Derechos de AutorEl contenido de los artículos firmados es únicamente responsabilidad del autor(es) y no representan necesariamente los puntos de vista de los editores. El material impreso puede reproducirse mientras sea sin fines de lucro y citando la fuente.

4. Envío de artículosLos artículos deberán ser enviados a los editores a las siguientes direcciones electrónicas:

[email protected] [email protected]

ó entregados en la Coordinación de Investigación de Instituto de Ingeniería Civil de la Facultad de Ingeniería Civil de la UANL.


Notas

Notas


PAtrocinadores

Fecha Seminario Ponente

Agosto24 Inspección por corrosión en el muelle de Progreso, Yucatán.

Dr. Pedro Castro BorgesCINVESTAV - Unidad Mérida

31 COLOQUIO “A C A D E M I A DE I N G E N I E R Í A”

Septiembre

14Hacia un sistema automático de aforo vehicular basado en secuen-

cias de video y redes neuronales artificiales.Dr. Rafael Gallegos López

21 Estudio de soldadura en varillas termotratadas para la construcción. Dr. Javier R. González López

28Análisis del efecto de discretización temporal en el modelado de

cuencas hidrológicas utilizando el modelo distribuido CEQUEAU-ONU.

Dr. Víctor H. Guerra Cobián

Octubre

5Utilización de los desechos industriales a base de escoria granulada,

yeso y ceniza volante en eco-materiales cementantes.IA Eva Elisa González Salas

12Análisis de Marcos hiperestáticos por métodos clásicos y con software

Staad Pro. Ing. Miguel Arcángel Ku Rivero

TECNOS INGENIERÍA

26Capacidad a cortante por tensión diagonal en vigas de concreto

fibroreforzado.MC. Mizael Izaguirre González

Noviembre

2 Diseño y control de calidad de mezclas asfálticas. Dr. Jorge Cepeda Aldape

9Evaluación físico-mecánica de la ceniza volante de Nava, Coahuila

activada con molino de vibro-energía.Brenda G. González Martínez

16Teaching, Investigating and Practicing the Bermuda Triangle of

Engineering ProfessorsDr. Pierre Claude Aïtcin

Universidad de Sherbrooke

CoordinadorDr. Pedro Valdez Tamez [email protected]. (81) 8352-4969 ext 285

Lugar: Auditorio Ing. Manuel Martínez Carranza, FICHorario: 17:00-18:00

CICLO DE SEMINARIOS DE INVESTIGACIÓNUniversidad Autómona de Nuevo León

CALENDARIO AGOSTO - DICIEMBRE 2007Facultad de Ingeniería Civil

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

Volumen I Número 2 Mayo - Agosto 2007 ISSN: EN TRAMITE



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CONCRETO ARMADO REVISTA CIENTÍFICA tomo II