UPV



Agradecimiento por este reconocimiento: Publons Peer Review Awards 2018

La labor de revisar artículos de colegas en revistas científicas es una labor oscura y poco reconocida que supone un gran esfuerzo. Una buena revisión supone una aportación muy importante para elevar la calidad científica de la investigación. En este sentido, resulta gratificante haber recibido un reconocimiento por parte de Publons. Se trata de una iniciativa que trata de poner en valor el trabajo de revisión científica por pares.

En mi caso particular, se reconoce estar durante el periodo 2017-2018 en el 1% de los revisores en el ámbito “Engineering”. Se agradece, desde aquí, el reconocimiento a este “Publons Peer Review Awards 2018”. La lista completa se puede ver aquí: https://publons.com/community/awards/peer-review-awards-2018?utm_source=PublonsUsers&utm_campaign=91dc86d7ef-EMAIL_CAMPAIGN_2018_09_10_12_46_COPY_01&utm_medium=email&utm_term=0_d203ec3f11-91dc86d7ef-136029837 

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13 septiembre, 2018
 
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Libro Blanco de las Tecnologías sin Zanja

La Asociación Ibérica de Tecnología Sin Zanja (IbSTT) ha recopilado en un libro, en el cual he participado como autor de un capítulo, de las técnicas sin zanja más actuales, guías de Perforación Dirigida, así como Manuales de rehabilitación de tuberías sin zanja y buenas prácticas y casos de éxito a lo largo de un recorrido por 587 páginas distribuidas en 12 capítulos, con más de 500 imágenes a color, recopilando el temario, capítulo por capítulo y módulo por módulo, del Curso de Postgrado Especialista en Tecnologías SIN zanja que llevamos impartiendo desde 2015 anualmente. En formato muy manejable de 15 cm. x 21 cm y tapa blanda.

Si quieres solicitar un ejemplar, puedes acudir a la página de IbSTT o bien acceder directamente aquí: https://docs.google.com/forms/d/e/1FAIpQLSfIUusGTfTicMUnuzAmhifC1uHDpDrDj6dWW3S2BfSAP7mOlw/viewform 

Os paso a continuación el índice del libro por si os interesa:

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12 septiembre, 2018
 
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Las juntas de asiento en las estructuras de hormigón

Figura. Disposición de junta de asiento en un edificio de gran altura

Las estructuras de hormigón presentan distintos tipos de juntas, que responden a condiciones diferentes, que a veces se confunden entre sí. Las juntas pueden ser de dilatación, de hormigonado, de retracción o de asiento. Esta entrada trata de las juntas de asiento.

Las juntas de asiento se disponen en el hormigón para permitir asientos diferentes en dos zonas de una estructura. Sirven para separar la estructura en varias partes y afectan a la totalidad, por ejemplo, de un edificio, incluida la cimentación. La necesidad de independizar la estructura en partes se debe, por ejemplo, cuando existen grandes diferencias de cargas, que provocarían asientos diferenciales y distorsiones angulares. Es el caso de una torre de gran altura y pequeña superficie en planta, rodeada en su zona baja de un área edificada en una gran extensión, pero con poca altura (ver Figura). Otro caso sería la separación de dos tipos de cimentación, una superficial y otra profunda. Incluso se debería colocar una junta de asiento en el caso de que una cimentación se sustente en terrenos de comportamiento muy diferente. Hay que tener presente que, se puede hacer coincidir una junta de asiento con una junta de dilatación.

11 septiembre, 2018
 
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¿Cuáles son los coeficientes de seguridad de los materiales de un encofrado?

https://pl.m.wikipedia.org/wiki/Plik:Cassaforma_rampante_Destil.jpg

Los encofrados están formados por una composición de distintos materiales que, trabajando de forma conjunta, sirven como molde para el hormigón en estado fresco. En la Norma UNE 180201:2016 “Encofrados. Diseño general, requisitos de comportamiento y verificaciones“, se recogen los requisitos que deben cumplir dichos materiales.

Tanto el fabricante del material, como el fabricante de los elementos constitutivos de los encofrados, deben garantizar, mediante los ensayos correspondientes, las características mecánicas que expresan características resistentes de dichos materiales y del propio encofrado en su conjunto, mediante valores característicos obtenidos con un percentil del 5%.

Esos valores característicos se minoran con coeficientes (γM) de ponderación, para cada uno de los materiales, cuando se realizan los cálculos correspondientes al dimensionado de los elementos constitutivos de los encofrados.

  • En el caso del acero, se debe cumplir con la Norma UNE-EN 1993-1-1: “Proyecto de estructuras de acero. Reglas generales y reglas para edificios” (Eurocódigo 3). Para la comprobación en rotura, estado límite último, γM=1,05, salvo en tirantes y uniones, donde γM=1,25. Estos coeficientes se pueden ajustar con el nivel de constatación de la calidad de las características del material. Para la comprobación de la deformación en servicio, estado límite de servicio, γM=1,00.
  • En el caso del aluminio, se debe cumplir con la Norma UNE-EN 1999-1-1: “Proyecto de estructuras de aluminio. Reglas generales y reglas para edificios” (Eurocódigo 9). Para la comprobación en rotura, estado límite último, γM=1,10, salvo en tirantes y uniones, donde γM=1,25. Estos coeficientes se pueden ajustar con el nivel de constatación de la calidad de las características del material. Para la comprobación de la deformación en servicio, estado límite de servicio, γM=1,00.
  • En el caso de la madera, se debe cumplir con la Norma UNE-EN 1995-1-1: “Proyecto de estructuras de madera. Reglas generales y reglas para edificios” (Eurocódigo 5). La madera debe cumplir con una clase de duración corta y una clase de servicio 3. Para la comprobación en rotura, estado límite último, γM=1,30, sobre el que hay que aplicar el coeficiente  kmod con el valor indicado en dicha norma según el tipo y condiciones de madera utilizada. Para la comprobación de la deformación en servicio, estado límite de servicio, el valor del módulo de elasticidad a emplear es el valor medio Emedio sin ponderar, es decir,  γM=1,00.

 

En el caso de materiales compuestos, no existen normas disponibles. En este caso, el fabricante debe garantizar las características mecánicas del material compuesto, obtenidas mediante ensayos, mediante valores característicos obtenidos con un percentil del 5%.

 

7 septiembre, 2018
 
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¿Qué resistencia tiene que tener el hormigón para poder descimbrar?

En una entrada anterior ya se comentó la importancia que tiene determinar bien el plazo de descimbrado. No es un tema menor, pues existen importantes repercusiones tanto en la economía como en la seguridad del proceso constructivo. La determinación del plazo de descimbrado depende del momento en que el hormigón es capaz de soportar los esfuerzos durante la construcción. Por tanto, la edad mínima para proceder al descimbrado depende de varios factores como son la evolución de la resistencia y del módulo de deformación del hormigón, del curado, de la deformabilidad o de la proporción de la carga permanente que actúa en el momento de descimbrado. Para poder determinar este plazo mínimo se pueden considerar dos métodos. Los primeros se basan en la resistencia a tracción del hormigón y los segundos son los métodos propuestos por la EHE-08 en su artículo 74. Sin embargo, los plazos indicados por la EHE-08 no son compatibles con desencofrados rápidos.

Para realizar un descimbrado lo antes posible, es necesario determinar cómo se desarrollan las resistencias mecánicas del hormigón a corto plazo, lo cual va a depender fundamentalmente de la composición de la mezcla y de la temperatura. La resistencia que está directamente ligada con los fenómenos de anclaje y corte es la resistencia a tracción. Si bien esta resistencia a tracción no se considera directamente en el cálculo de estructuras de hormigón armado, resulta crítica para el cálculo de los plazos de descimbrado. Con todo, en algunos casos resulta ser la adherencia el aspecto crítico, pero a efectos prácticos se puede utilizar la resistencia a tracción como crítica para el descimbrado.

Así, si tenemos una estructura con una acción característica de proyecto y en el momento de descimbrar está sometida a una fracción de esta acción, podremos realizar el descimbrado si se cumple la siguiente condición:

Por simplificar, se llama:

donde fckt,j  es la resistencia a tracción del hormigón a los j días, fckt,28 es la resistencia a tracción del hormigón en curado estándar a los 28 días, γ’fg es el coeficiente de mayoración de acciones aplicable a la situación correspondiente al descimbrado (por tratarse de una situación temporal puede ser menor de la del proyecto, sin ser inferior a 1,25), γfg es el coeficiente de mayoración de acciones de proyecto (1,50 para situación persistente o transitoria de efecto desfavorable para una acción permanente de valor no constante, por ejemplo) y α es la relación entre la carga característica de construcción y la característica de la estructura. Conviene fijarse que γ’fg depende del nivel de control; así Calavera (2002) propone que sea de 1,30 para obras de control de ejecución intenso, de 1,35 para obras de control de ejecución normal y de 1,40 para obras de control reducido.

Si bien la fórmula anterior es correcta, la dificultad estriba en conocer con precisión los valores correspondientes. Así, un método de fácil ejecución en laboratorio consiste en averiguar la resistencia a tracción indirecta del hormigón mediante el ensayo brasileño. Para ello se deben curar las probetas en condiciones análogas a las de la estructuras, y mediante su ensayo a diferentes edades podemos determinar el momento en el que se alcanza el valor mínimo para poder descimbrar.

Otra forma de calcular el plazo de descimbrado consiste en utilizar curvas de referencia, que proporcionan la evolución de la resistencia a tracción en función de la temperatura y del tipo de cemento empleado. En la Figura 1, por ejemplo, se pueden ver las curvas confeccionadas por Alvarado et al. (2005) para un hormigón con resistencia característica a compresión de 25 MPa y endurecimiento normal. Para adecuar la evolución de la temperatura del hormigón en obra, se utiliza el método de madurez, que es una forma de evaluar la resistencia de hormigón recién colocado, relacionando el tiempo y las mediciones de temperatura a valores de resistencia reales. La norma UNE 83160-1 IN proporciona en su Anexo A un ejemplo de aplicación práctica de los métodos de madurez.

Figura 1. Curvas para determinar el plazo de descimbrado para un hormigón de 25 MPa y cemento de endurecimiento normal (Alvarado et al., 2005)

Por último, podríamos utilizar la relación que existe entre la resistencia a tracción directa y la resistencia a compresión. Así, la EHE-08 propone la siguiente relación, cuyo mayor inconveniente es que solo es válida para edades superiores a 7 días y para hormigones de resistencia característica menor o igual a 50 MPa:

sustituyendo las expresiones que relacionan la resistencia a tracción con la resistencia a compresión a edades jóvenes, se obtiene la siguiente condición de la EHE-08 (solo válida para edades superiores a 7 días):

Por otra parte, sabiendo que la resistencia a tracción pura ( fckt) está relacionada con la resistencia a tracción indirecta obtenida en el ensayo brasileño (f ‘ckt ) mediante la siguiente relación aproximada:

se puede concluir que la condición de descimbrado, en función de la resistencia a tracción el ensayo brasileño, sería la siguiente (solo válido para edades superiores a 7 días):

Sin embargo, esta expresión de la EHE-08 donde se requiere una resistencia característica mínima a compresión en el momento de descimbrar puede resultar poco restrictiva para determinados tipos de cementos. Para un cemento CEM II/A-V 42.5, Alvarado et al (2005) proponen la siguiente ecuación, más ajustada que la anterior, para determinar la resistencia a compresión necesaria para el momento del descimbrado:

Por último, como medida de precaución, a pesar de todo lo anteriormente expuesto, se recomiendo un plazo que no baje de 3 días para tener en consideración la incertidumbre inherente al cálculo de la evolución de resistencias del hormigón a edades jóvenes. Asimismo, tampoco se debería descimbrar con resistencias inferiores a los 10 N/mm2 por condiciones estéticas (cambio de color, desconchones, textura, etc.) si el paramento de hormigón tiene una finalidad concreta.

Referencias:

Alvarado YA, Calderón PA, Pallarés FJ, Pellicer T (2005). “Estimation of shore removal times in bidirectional in situ concrete floor slabs applying the maturity method”, Bangkok, Thailand.

Alvarado YA, Calderón PA, Adam JM, Payá IJ, Pellicer T, Pallares FJ, Moragues JJ, (2009). “An experimental study into the evolution of loads on shores and slabs during construction of multistory buildings using partial striking”, Engineering Structures, 31(9):2132-2140.

Calavera J (2002). “Calculo, construcción, patología y rehabilitación de forjados de edificación”, INTEMAC, Madrid.

Calavera J, Fernández J (1991). “Cuaderno Nº 3: Criterios para el descimbrado de estructuras de hormigón”, INTEMAC, Madrid.

Calderón PA, Alvarado YA, Adam JM, (2011). “A new simplified procedure to estimate loads on slabs and shoring during the construction of multistorey buildings”, Engineering Structures (2011),

Fernández J (1986). “Estudio experimental de la evolución de las características mecánicas del hormigón curado en diversas condiciones y su aplicación al cálculo de los procesos de descimbrado”, Tesis Doctoral, Universidad Politécnica de Madrid, Madrid.

Ministerio de Fomento (2008). “Instrucción de hormigón estructural. EHE-08”, Comisión Permanente del Hormigón, Madrid.

 

6 septiembre, 2018
 
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Resistencia a fricción contra deslizamiento del apoyo de una cimbra

Figura 1. Resistencia de fricción contra deslizamiento. Fuente: EN 12812

Los pequeños detalles son los que, en ocasiones, provocan accidentes o problemas importantes en una obra. En este post vamos a comentar brevemente cómo evitar en el cálculo estructural de una cimbra el deslizamiento local del apoyo. Se trata de una comprobación sencilla que vamos a describir siguiendo las indicaciones de la norma UNE-EN 12812 “Cimbras. Requisitos de comportamiento y diseño general”.

La forma de evitar el deslizamiento local de la cimbra se puede realizar confiando en la fricción, mediante un dispositivo mecánico, o por la combinación de ambos. Para este último caso, se debería garantizar que actúan tanto la resistencia a fricción como el dispositivo mecánico de forma conjunta. Téngase en cuenta que la rigidez del dispositivo mecánico y cualquier tolerancia u holgura pueden retrasar el trabajo conjunto.

Para que la resistencia a fricción Rf,d sea suficiente, debe superar al valor de cálculo de la fuerza paralela al plano de apoyo que conduce al deslizamiento, Fd (véase la Figura 1).

 

 

 

Rf,d se calcula de la siguiente forma:

donde:

Los coeficientes de rozamiento dependen de la combinación de materiales. En la siguiente tabla aportada por la norma UNE-EN 12812 se sugieren algunos valores que pueden modificarse si se disponen de datos más reales realizados por experimentación para un caso particular.

5 septiembre, 2018
 
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Optimización del diseño sostenible de puentes bajo incertidumbre

Nos acaban de publicar en la revista de Elsevier del primer decil, Journal of Cleaner Production, un artículo donde se propone una nueva metodología en la toma de decisiones del diseño óptimo de un puente bajo criterios de sostenibilidad y bajo incertidumbre. Este artículo forma parte de nuestra línea de investigación BRIDLIFE en la que se pretenden optimizar estructuras atendiendo no sólo a su coste, sino al impacto ambiental y social que generan a lo largo de su ciclo de vida.

El artículo lo podéis descargar GRATUITAMENTE hasta el 16 de octubre de 2018 en el siguiente enlace:

https://authors.elsevier.com/c/1XdSi3QCo9R4pK

Abstract:

Today, bridge design seeks not only to minimize cost, but also to minimize adverse environmental and social impacts. This multi-criteria decision-making problem is subject to variability of the opinions of stakeholders regarding the importance of criteria for sustainability. As a result, this paper proposes a method for designing and selecting optimally sustainable bridges under the uncertainty of criteria comparison. A Pareto set of solutions is obtained using a metamodel-assisted multi-objective optimization. A new decision-making technique introduces the uncertainty of the decision-maker’s preference through triangular distributions and thereby ranks the sustainable bridge designs. The method is illustrated by a case study of a three-span post-tensioned concrete box-girder bridge designed according to the embodied energy, overall safety and corrosion initiation time. In this particular case, 211 efficient solutions are reduced to two preferred solutions which have a probability of being selected of 81.6% and 18.4%. In addition, a sensitivity analysis validates the influence of the uncertainty regarding the decisionmaking. The approach proposed allows actors involved in the bridge design and decision-making to determine the best sustainable design by finding the probability of a given design being chosen.

Keywords:

  • Sustainable criteria
  • Uncertainty
  • Decision-making
  • Multi-objective optimization
  • Energy efficiency

 

Reference:

GARCÍA-SEGURA, T.; PENADÉS-PLÀ, V.; YEPES, V. (2018). Sustainable bridge design by metamodel-assisted multi-objective optimization and decision-making under uncertainty.  Journal of Cleaner Production, 202:904-915. https://doi.org/10.1016/j.jclepro.2018.08.177

 

 

¿Qué es el Análisis del Ciclo de Vida?

Nuestro grupo de investigación está en estos momentos muy centrado en aspectos relacionados con el análisis del ciclo de vida y con la sostenibilidad de las infraestructuras. Proyectos como BRIDLIFE y DIMALIFE inciden especialmente es estos temas. He considerado, por tanto, de gran interés para el lector, resumir brevemente el concepto, los tipos, algo de historia y proporcionar unas pequeñas referencias al respecto. Espero que os sean de interés.

El Análisis del Ciclo de Vida clásico constituye una metodología objetiva que trata de evaluar las cargas ambientales asociadas a un producto, proceso o actividad, identificando y cuantificando el uso de materia y energía además de las emisiones al entorno (Olivera et al., 2016).

Sus orígenes se remontan a finales de los años 60. Dos investigadores del Instituto de Investigación del Medio Oeste (MRI), Robert Hunt y William Franklin empezaron a trabajar en una técnica que permitiese cuantificar la energía demandada y los recursos, así como las emisiones de gases de efecto invernadero (GEI) por parte de las industrias (Trusty y Deru, 2005). Esta técnica paso a llamarse como Análisis de Perfil Ambiental y de Recursos (REPA) y se utilizó por primera vez en 1969 por el MRI junto a la compañía Coca-Cola para analizar y seleccionar los materiales más ecológicos y como tratarlos en su final de vida (Gerilla et al., 2007).

La primera expansión del uso de esta tecnología tuvo lugar durante la crisis energética de los años 70, para estudiar el consumo energético de productos de embalaje de plástico o cartón. A finales de los 80’s y principios de los 90’s tuvo de nuevo un gran alcance como herramienta de marketing (Owens, 1996).

Con los avances metodológicos de la herramienta y la proliferación de resultados muy dispares en los diferentes estudios realizados, se decidió llevar a cabo una armonización del ACV. Con dicha finalidad aparecieron diversas directrices, destacando la holandesa y la nórdica, que también incluían recomendaciones contradictorias.

A inicios de los 90’s, la Sociedad de Toxicología Ambiental y Química (SETAC) alcanzó a un consenso mediante grupos consultivos de América del Norte y Europa y elaboraron el “Código de práctica para la evaluación del ciclo de vida”. Paralelamente, surgieron otras iniciativas como la Guía LCA Z-760 de la Asociación de Estandarización Canadiense.

Finalmente, a finales de los años 90, surgieron los procesos de estandarización más reconocidos por parte de la Organización Internacional de Normalización (ISO) (Russell et al., 2005).

La ISO emitió los estándares internacionales más relevantes en 1997, definiendo el ACV como “un método para resumir y evaluar la carga ambiental de un producto (o servicio) en todo el ciclo de vida, y el impacto o influencia potencial sobre el medio ambiente” en la serie de normas ISO 14040 (AENOR, 2006). Esta metodología es compatible con la evaluación de los impactos socioeconómicos, puesto que comparten ciertos elementos que aportan datos comparativos muy útiles para la toma de decisiones frente a nuevos proyectos o acciones de mejora.

De este modo quedan las tres dimensiones del análisis del ciclo de vida:

  • Análisis del Ciclo de Vida Ambiental (ACV-A): Metodología ya presentada que contempla la carga ambiental producida por un producto o servicio durante todo el ciclo de vida.
  • Coste del Ciclo de Vida (CCV): Este análisis se centra en la etapa de diseño de un producto, analizando los costes directos y los beneficios de las actividades económicas, como los costes para la prevención de la contaminación, los costes de las materias primas, los impuestos y los intereses sobre el capital entre otros, en resumen, es una recopilación y evaluación de todos los costes relacionados con un producto a lo largo de todo su ciclo de vida.
  • Análisis del Ciclo de Vida Social (ACV-S): Se trata de una herramienta de evaluación de impactos sociales cuyo objetivo es analizar los aspectos sociales y socio-económicos de los productos y sus impactos potenciales (positivos y negativos) durante todo el ciclo de vida.

 

Como combinación de las tres tipologías, se plantea el Análisis del Ciclo de Vida de la Sostenibilidad (ACV-SOS) realizando un análisis integrado de cualquier producto o servicio.

La Comisión Europea planteó una guía de ruta a esta situación, por medio del proyecto CALCAS (Coordination for innovation in Life Cycle for Sustainability) desde el 2006, con el fin de organizar las distintas modalidades que han surgido mediante una futura norma ISO ACV, que englobara un análisis multicriterio sobre sostenibilidad (van der Giesen et al., 2013).

Aunque la metodología de las tres dimensiones del ACV está basada en la norma ISO 14040, esta no tiene dentro de su alcance el estudio del impacto económico y social, por lo que es necesario combinarla con otras herramientas para profundizar ese análisis. Os dejo a continuación una serie de referencias bibliográficas por si os interesa profundizar más en el tema.

Referencias

  • AENOR (2006). ISO 14040:2006. Gestión ambiental. Análisis del ciclo de vida. Principios y marco de referencia. Madrid.
  • GARCÍA-SEGURA, T.; YEPES, V. (2016). Multiobjective optimization of post-tensioned concrete box-girder road bridges considering cost, CO2 emissions, and safety. Engineering Structures, 125:325-336. DOI: 10.1016/j.engstruct.2016.07.012.
  • GARCÍA-SEGURA, T.; YEPES, V.; ALCALÁ, J. (2014). Life-cycle greenhouse gas emissions of blended cement concrete including carbonation and durability. International Journal of Life Cycle Assessment, 19(1):3-12. DOI 10.1007/s11367-013-0614-0 (link) (descargar versión autor)
  • GARCÍA-SEGURA, T.; YEPES, V.; ALCALÁ, J.; PÉREZ-LÓPEZ, E. (2015). Hybrid harmony search for sustainable design of post-tensioned concrete box-girder pedestrian bridges. Engineering Structures, 92:112-122. DOI: 10.1016/j.engstruct.2015.03.015 (link)
  • GARCÍA-SEGURA, T.; YEPES, V.; FRANGOPOL, D.M.; YANG, D.Y. (2017). Lifetime Reliability-Based Optimization of Post-Tensioned Box-Girder Bridges. Engineering Structures, 145:381-391. DOI:10.1016/j.engstruct.2017.05.013 OPEN ACCESS
  • GERILLA, G. P.; TEKNOMO, K.; HOKAO, K. (2007). An environmental assessment of wood and steel reinforced concrete housing construction. Building and Environment, 42(7), 2778–2784.
  • MARTÍ, J.V.; GARCÍA-SEGURA, T.; YEPES, V. (2016). Structural design of precast-prestressed concrete U-beam road bridges based on embodied energy. Journal of Cleaner Production, 120:231-240. DOI: 10.1016/j.jclepro.2016.02.024
  • MOLINA-MORENO, F.; MARTÍ, J.V.; YEPES, V. (2017). Carbon embodied optimization for buttressed earth-retaining walls: implications for low-carbon conceptual designs. Journal of Cleaner Production, 164:872-884. https://authors.elsevier.com/a/1VLOP3QCo9NDzg
  • NAVARRO, I.J.; YEPES, V.; MARTÍ, J.V. (2018). Life cycle cost assessment of preventive strategies applied to prestressed concrete bridges exposed to chlorides. Sustainability, 10(3):845. doi:10.3390/su10030845 (link).
  • NAVARRO, I.J.; YEPES, V.; MARTÍ, J.V. (2018). Social life cycle assessment of concrete bridge decks exposed to aggressive environments. Environmental Impact Assessment Review, 72:50-63. https://doi.org/10.1016/j.eiar.2018.05.003
  • NAVARRO, I.J.; YEPES, V.; MARTÍ, J.V.; GONZÁLEZ-VIDOSA, F. (2018). Life cycle impact assessment of corrosion preventive designs applied to prestressed concrete bridge decks. Journal of Cleaner Production, 196:698-713. https://doi.org/10.1016/j.jclepro.2018.06.110
  • OLIVERA, A.; CRISTOBAL, S.; SAIZAR, C. (2016). Análisis de ciclo de vida ambiental, económico y social. INNOTEC, 7, 20–27.
  • OWENS, J. W. (1996). LCA Methodology LCA Impact Assessment Categories Technical Feasibility and Accuracy. International Journal of Life Cycle Assessment, 1(3), 151–158.
  • PELLICER, E.; SIERRA, L.A.; YEPES, V. (2016). Appraisal of infrastructure sustainability by graduate students using an active-learning method. Journal of Cleaner Production, 113:884-896. DOI:10.1016/j.jclepro.2015.11.010
  • PENADÉS-PLÀ, V.; GARCÍA-SEGURA, T.; MARTÍ, J.V.; YEPES, V. (2016). A review of multi-criteria decision making methods applied to the sustainable bridge design. Sustainability, 8(12):1295. DOI:10.3390/su8121295
  • PENADÉS-PLÀ, V.; GARCÍA-SEGURA, T.; MARTÍ, J.V.; YEPES, V. (2018). An optimization-LCA of a prestressed concrete precast bridge. Sustainability, 10(3):685. doi:10.3390/su10030685 (link)
  • PENADÉS-PLÀ, V.; MARTÍ, J.V.; GARCÍA-SEGURA, T.;  YEPES, V. (2017). Life-cycle assessment: A comparison between two optimal post-tensioned concrete box-girder road bridges. Sustainability, 9(10):1864. Doi:10.3390/su9101864 (link)
  • PONS, J.J.; PENADÉS-PLÀ, V.; YEPES, V.; MARTÍ, J.V. (2018). Life cycle assessment of earth-retaining walls: An environmental comparison. Journal of Cleaner Production, 192:411-420.  https://doi.org/10.1016/j.jclepro.2018.04.268
  • RUSSELL, A.; EKVALL, T.; BAUMANN, H. (2005). Life cycle assessment – Introduction and overview. Journal of Cleaner Production, 13(13–14), 1207–1210.
  • SIERRA, L.A.; PELLICER, E.; YEPES, V. (2016). Social sustainability in the life cycle of Chilean public infrastructure.Journal of Construction Engineering and Management, 142(5):  05015020. DOI: 10.1061/(ASCE)CO.1943-7862.0001099.
  • SIERRA, L.A.; PELLICER, E.; YEPES, V. (2017). Method for estimating the social sustainability of infrastructure projects.Environmental Impact Assessment Review, 65:41-53. DOI: 10.1016/j.eiar.2017.02.004
  • SIERRA, L.A.; YEPES, V.; GARCÍA-SEGURA, T.; PELLICER, E. (2018). Bayesian network method for decision-making about the social sustainability of infrastructure projects.  Journal of Cleaner Production, 176:521-534. https://doi.org/10.1016/j.jclepro.2017.12.140
  • SIERRA, L.A.; YEPES, V.; PELLICER, E. (2017). Assessing the social sustainability contribution of an infrastructure project under conditions of uncertainty. Environmental Impact Assessment Review, 67:61-72. DOI:10.1016/j.eiar.2017.08.003 (link)
  • SIERRA, L.A.; YEPES, V.; PELLICER, E. (2018). A review of multi-criteria assessment of the social sustainability of infrastructures. Journal of Cleaner Production, 187:496-513. DOI: 10.1016/j.jclepro.2018.03.022.
  • TORRES-MACHÍ, C.; CHAMORRO, A.; PELLICER, E.; YEPES, V.; VIDELA, C. (2015). Sustainable pavement management: Integrating economic, technical, and environmental aspects in decision making. Transportation Research Record, 2523:56-63. DOI:10.3141/2523-07
  • TORRES-MACHÍ, C.; CHAMORRO, A.; YEPES, V.; PELLICER, E. (2014). Current models and practices of economic and environmental evaluation for sustainable network-level pavement management. Revista de la Construcción, 13(2): 49-56. http://dx.doi.org/10.4067/S0718-915X2014000200006 
  • TRUSTY, W.; DERU, M. (2005). The U.S. LCI database project and its role in Life Cycle Assessment. Building Design and Construction, 1, 26–29.
  • YEPES, V.; MARTÍ, J.V.; GARCÍA-SEGURA, T. (2015). Cost and CO2 emission optimization of precast-prestressed concrete U-beam road bridges by a hybrid glowworm swarm algorithm. Automation in Construction, 49:123-134. DOI: 10.1016/j.autcon.2014.10.013 (link)
  • YEPES, V.; TORRES-MACHÍ, C.; CHAMORRO, A.; PELLICER, E. (2016). Optimal pavement maintenance programs based on a hybrid greedy randomized adaptive search procedure algorithm. Journal of Civil Engineering and Management, 22(4):540-550. DOI: 10.3846/13923730.2015.1120770
  • ZASTROW, P.; MOLINA-MORENO, F.; GARCÍA-SEGURA, T.; MARTÍ, J.V.; YEPES, V. (2017). Life cycle assessment of cost-optimized buttress earth-retaining walls: a parametric study. Journal of Cleaner Production, 140:1037-1048. DOI: 10.1016/j.jclepro.2016.10.085

 

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24 agosto, 2018
 
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Correspondencia jerárquica entre las competencias y los resultados de aprendizaje. El caso de “Procedimientos de Construcción”

El mes pasado se desarrolló en la Universitat Politècnica de València el IV Congreso Nacional de Innovación Educativa y Docencia en Red. A parte de pertenecer al Comité Científico de dicho congreso. En este congreso, la mayor parte de las comunicaciones se presentan en formato póster y solo una pocas se presentan en comunicación oral. Ese ha sido el caso de la presentación oral que hice de una comunicación que presenté una propuesta jerárquica sobre las competencias y los resultados de aprendizaje. Esa comunicación es la que os dejo a continuación.

 

Para los que queráis tener acceso directo a todas las comunicaciones del congreso, podéis acceder a través del siguiente enlace: http://ocs.editorial.upv.es/index.php/INRED/INRED2018/schedConf/presentations

Resumen

El objetivo del artículo es establecer una estructuración de correspondencias jerárquicas entre las competencias y los resultados de aprendizaje de una asignatura. Para ello, tras comprobar las distintas interpretaciones que existen entre ambos conceptos, se opta por considerar que los resultados del aprendizaje son concreciones de las competencias para un determinado nivel y que son el resultado del proceso de enseñanza-aprendizaje. Además, el necesario alineamiento entre los programas de una asignatura, la adquisición de competencias y resultados de aprendizaje y la evaluación del estudiante, aconseja jerarquizar los resultados de aprendizaje en dos niveles. Como resultado de lo anterior, se muestra la aplicabilidad de esta correspondencia jerárquica a dos asignaturas del Grado de Ingeniería Civil de la Universitat Politècnica de València: “Procedimientos de Construcción I y II”.

Palabras clave

Competencias, resultados de aprendizaje, correspondencia jerárquica, procedimientos de construcción, ingeniería civil.

Referencia

YEPES, V. (2018). Correspondencia jerárquica entre las competencias y los resultados de aprendizaje. El caso de “Procedimientos de Construcción”. Congreso Nacional de Innovación Educativa y Docencia en Red IN-RED 2018, Valencia, pp. 1-15. ISSN 2603-5863

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Construcción de puentes atirantados con tirantes fabricados “in situ”

Figura 1. Puente de Morandi (Génova). https://commons.wikimedia.org/wiki/File:Genova_ponte_Morandi.jpg#/media/File:Genova_ponte_Morandi.jpg

La tragedia del colapso de un tramo del puente de Morandi en Génova (Italia), el 14 de agosto de 2018, me sugiere escribir esta entrada. Se trata de explicar cómo se construyen los puentes atirantados cuando los tirantes se fabrican “in situ”. Como se puede ver, la técnica usada en los puentes atirantados de Morandi, si bien fue novedosa en su tiempo, en este momento es una técnica que no se utiliza en la construcción de este tipo de estructuras.

Un puente atirantado consiste en un tablero soportado por cables rectos e inclinados, llamados tirantes, que se fijan en los mástiles. Existen multitud de tipos de tirantes, unos formados por barras, otros por hilos paralelos, otros por torones y por último el cable cerrado. Sin embargo, el sistema de tirante de torones es el que se está imponiendo debido a sus ventajas en cuanto a anclaje y protección contra la corrosión. Solo el tirante de cable cerrado, el más antiguo de los sistemas, aún convive con el sistema de torones, si bien están en desuso debido a su menor capacidad de carga y mayor precio.

Los tirantes pueden dividirse en dos grandes grupos atendiendo a su montaje, los fabricados “in situ” y los prefabricados.

Aunque ya no se recurre al sistema de montaje de tirantes “in situ”, vamos a describir aquí las distintas formas de fabricar en obra tirantes compuestos. Así, en el puente japonés de Toyosato-Ohashi los tirantes se montan hilo a hilo, de forma parecida a los cables de los puentes colgantes. También se pueden hacer los tirantes con hormigón pretensado, como los utilizados por Morandi en sus puentes. Otro procedimiento sería enfilar los tirantes torón a torón dentro de una vaina de polietileno para inyectar posteriormente lechada de cemento. El principal problema de este procedimiento es el hormigón, puesto que los cables se montan fácilmente.

Figura 2.Puente de Toyosato-Ohashi (Japón). By Nkns (Nkns took a photograph.) [GFDL (http://www.gnu.org/copyleft/fdl.html), CC-BY-SA-3.0 (http://creativecommons.org/licenses/by-sa/3.0/) or CC BY-SA 2.1 jp (https://creativecommons.org/licenses/by-sa/2.1/jp/deed.en)], via Wikimedia Commons

Sin embargo, la forma actual de construir tirantes en obra es con vaina inyectada, pues no sólo es más fácil de montar, sino que puede utilizarse cualquier tipo y tamaño de tirante, siendo un procedimiento económico. Las vainas más usadas hoy en día son de polietileno, por su facilidad de montaje, si bien las metálicas permiten la inyección de una sola vez al admitir mayores presiones.

Figura 3. Puente General Urdaneta, sobre el lago Maracaibo (Venezuela). By The Photographer – Own work, CC0, https://commons.wikimedia.org/w/index.php?curid=29236260

Se pueden utilizar dos procedimientos diferentes en el caso de la construcción de tirantes “in situ” con vaina inyectada. Se pueden anclar los cables a la torre y al tablero, o bien se pueden hacer pasar los cables por una silla en la torre. En el primer caso, es fácil enfilar los cables, pero se complica el diseño de la torre por el cruce de vainas y el alojamiento de los anclajes.

Tras situar la vaina, se enfilan los cables en su interior subiendo la bobina del cable por encima del anclaje superior. Mediante una enfiladora se lleva el cable hasta el anclaje inferior. Después se corta el cable a la salida de la bobina y se fija al anclaje superior. Se le da una tensión mínima para garantizar que todos los cables lleven la misma tensión. Tras el enfilado, se tensa el tirante del conjunto de cables o tirando hilo a hilo, siendo más cómodo tesar desde lo alto de la torre. Por último, se inyectan los anclajes mediante resina y a continuación se inyecta la vaina mediante lechada de cemento. En el puente de Sama de Langreo se retesaron los tirantes desde la torre, mientras que en el de Barrios de Luna, se hizo desde el tablero.

Si se pasan los cables por una silla en la torre, formada por un tubo curvo, los cables se empujan desde un anclaje hasta llegar al otro, o bien mediante un cable piloto que tire de uno o varios cables.

Como resumen de lo anterior, se puede comprobar cómo el sistema utilizado por Morandi en la construcción del puente de Génova no se utiliza en la actualidad. Con todo, la tragedia de este puente nos debe hacer reflexionar sobre la necesidad de destinar recursos suficientes al mantenimiento y monitorización de las infraestructuras críticas (puentes, carreteras, presas, edificios, etc.).

 

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15 agosto, 2018
 
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