Año: 2019

Balance personal de 2019 en el ámbito docente e investigador

Como suele ser habitual, el 31 de diciembre es una buena fecha para reflexionar sobre lo que ha sido este año. No vamos a hablar de década, pues según la Real Academia de la Lengua, la próxima empieza con el año 2021. En este año me concedieron la Medalla XXV años de la Universitat Politècnica de València, por acuerdo del Consejo de Gobierno, lo cual supuso un orgullo para mí, siendo un indicador o aviso de que el tiempo pasa inexorable.

Desde el punto de vista de la ingeniería, me impactó la tragedia de Julen en Totalán y la extraordinaria proeza de nuestros compañeros para intentar rescatar al niño con vida. En septiembre tuve la ocasión de conocer a Ángel García y Mauricio Delgado con motivo de la conferencia impartida el pasado martes 24 de septiembre en la Escuela de Ingeniería de Caminos de Valencia. Ello dio pie a una artículo de opinión que escribí en prensa y que tuvo una amplia repercusión. Trataba sobre cómo afrontar emergencias y las lecciones aprendidas de Totalán.

Otro de los hitos de este año, sin duda, fue la malograda cumbre del clima organizada por Chile en Madrid. Tampoco habría que olvidar los problemas en internos e internacionales, pero eso ya es harina de otro costal. Sin embargo, hoy toca realizar el balance del 2019 y destacar aquellos logros que hacen que haya merecido la pena el paso de este año. Como siempre, me centraré en el ámbito docente e investigador.

En relación con las publicaciones de artículos científicos en revistas indexadas, 2019 ha sido un buen año. He publicado 12 artículos internacionales en revistas indexadas en el JCR, de las cuales 5 son del primer cuartil (3 del primer decil) y 5 del segundo cuartil, lo cual no está nada mal. Pero hoy ya tenemos un artículo de Engineering Structures y otro del Journal of Cleaner Production aceptados para su publicación en 2020, ambas revistas del primer cuartil. Además, hay otros 3 artículos publicados este año en revistas internacionales. Asimismo, destaco mi contribución como editor invitado en dos números especiales en revistas indexadas: en la revista Sustainability (Q2), Special Issue “Sustainable Construction II”, junto con el profesor José V. Martí; y en la revista Mathematics (Q1), Special Issue “Optimization for Decision Making II”, junto con el profesor José María Moreno. En ambos casos, son números especiales que ampliaron la edición anterior debido al interés de los temas. Todo esto no hubiera sido posible sin mis estudiantes de doctorando y colegas del grupo de investigación. El resultado ha sido que, a fecha de hoy, mi índice Hirsch de producción científica, según la Web of Science, es h=23, mientras que ese mismo índice en Google Académico es h=37.

También me gustaría destacar que este año me han ofrecido ser editor asociado en dos revistas internacionales indexadas, Structure & Infrastructure Engineering y también Advances in Civil Engineering. Además, me he incorporado como miembro del comité editorial de Mathematics y de Revista de Ciências Exatas Aplicadas e Tecnológicas da Universidade de Passo Fundo, CIATEC-UPF. Con esto ya son 7 las revistas indexadas en el JCR donde soy editor asociado o pertenezco al comité editorial, a parte de otras 6 internacionales.

En cuanto a los congresos, cabe destacar por su singularidad el simposi0  GeoRoads19, al cual fui invitado y que supuso el primer evento online de difusión de la ingeniería civil en el ámbito de las carreteras. También participé durante los días 23 a 25 de octubre en la Universidad de Alicante en el congreso internacional CMMoST 2019 (5th International Conference on Mechanical Models in Structural Engineering). También ha destacado este año la asistencia a congresos docentes, a los cuales asistimos asiduamente para intentar mejorar este aspecto tan importante para los profesores. Cabe destacar también mi pertenencia a distintos comités científicos de congresos internacionales que se van a celebrar el año que viene, como son los del International Conference on High Performance and Optimum Design of Structures and Materials HPSM-OPTI 2020, The Seventh International Symposium on Life-Cycle Civil Engineering IALCCE 2020 y el VIII Congreso Internacional de Estructuras ACHE.

En cuanto a proyectos de investigación competitivos, este año ha sido el segundo del proyecto DIMALIFE  (Diseño y mantenimiento óptimo robusto y basado en fiabilidad de puentes e infraestructuras viarias de alta eficiencia social y medioambiental bajo presupuestos restrictivos, BIA2017-85098-R), el cual tiene una duración prevista de tres anualidades y cuenta con la financiación necesaria para un contrato predoctoral FPI. Este es un proyecto donde soy investigador principal. Además, también continuamos con el proyecto RTC-2017-6148-7-AR (Sistema integral de mantenimiento eficiente de pavimentos urbanos) donde participo como investigador. En cuanto a tesis doctorales, se han leído las de Jorge Salas y la de Ignacio Navarro, estando ya entregada para su lectura la de Vicent Penadés. También es destacable la concesión del Premio Extraordinario de la UPV a la tesis doctoral de Leonardo Sierra, leída en el 2017. Hoy nuestro grupo de investigación ha crecido con presencia internacional, un doctorando de China, otro de Irán y una estancia de investigación de un estudiante de doctorado de Suecia.

Tribunal de la tesis doctoral de Jorge Salas, de la que fui director

En el ámbito docente, me gustaría destacar el curso MOOC (gratuito, masivo y en línea) denominado “Introducción a los encofrados y las cimbras en obra civil y edificación“, que este mismo año ya va por la cuarta edición y ha tenido más de 7000 alumnos inscritos. Todo un éxito inesperado que espero poder repetir este próximo año con otros temas.

En cuanto a premios recibidos, destaco el Premio Docencia en Red 2018/2019, recibido en el contexto del Plan de Docencia en Red de la Universitat Politècnica de València al mejor curso MOOC de la UPV. Otro de los hitos de este año ha sido la colaboración con la empresa Ingeoexpert, ha elaborado un Curso en línea sobre “Procedimientos de Construcción de cimentaciones y estructuras de contención en obra civil y edificación”. El curso se desarrolló en 6 semanas, con un contenido de 50 horas de dedicación del estudiante. Está prevista su segunda edición en el mes de enero del 2020.

Tuve la ocasión de presidir el tribunal de la tesis doctoral de Andrés Coves Campos que se defendió septiembre en la Universidad de Alicante, titulada “Análisis de la durabilidad de la señalización vial horizontal atendiendo a su composición y posicionamiento en la calzada de carreteras secundarias en climas semiáridos cálidos”, dirigida por Salvador Ivorra Chorro y por Esther Perales Romero.

En compañía del equipo directivo de la Escuela de Ingeniería en Valparaíso (Chile)

En el mes de mayo, impartí varias conferencias en Chile sobre optimización y toma de decisiones en puentes e infraestructuras viarias, invitado por la Pontificia Universidad Católica de Valparaíso y su Escuela de Ingeniería en Construcción. Estas conferencias, que tuvieron lugar en Valparaíso el 22 de mayo y en Santiago el 23 de mayo, se complementaron con varias reuniones con diversos profesores y con representantes del Ministerio de Obras Públicas de Chile. En cuanto a la difusión de la ingeniería, destaca una entrevista que me realizaron en Chile con motivo de mi estancia en mayo.

Me gustaría destacar las visitas de investigación recibidas por parte de profesores de prestigio internacional como ha sido el caso del profesor Gizo Partskhaladze, (Georgia) que nos ha visitado ya por cuarta vez. También hemos recibido al profesor Moacir Kripka, catedrático de estructuras en la Universidade de Passo Fundo, en Brasil.

Por último, en cuanto a las redes sociales, este artículo es el número 191 de los publicados en 2019, lo que supone una media de casi 16 artículos por mes. Es un esfuerzo muy importante, pero es la base de mis clases y supone una labor de divulgación de la ingeniería civil y la edificación que considero fundamental. El blog ha recibido este año más de novecientas mil visitas, lo cual empiezan a ser cifras de vértigo. El contenido del blog normalmente se redirige a las distintas redes sociales, como Twitter, Facebook o Linkedin.

En definitiva, 2019 se puede calificar de un buen año en estos aspectos universitarios. Espero que 2020 siga siendo al menos, la mitad de bueno que éste. A continuación paso un listado de alguna de las cosas que he podido terminar este año.

MEDIOS DE PRENSA:

 

INVESTIGADOR PRINCIPAL EN PROYECTOS DE INVESTIGACIÓN COMPETITIVOS:

  • Diseño y mantenimiento óptimo robusto y basado en fiabilidad de puentes e infraestructuras viarias de alta eficiencia social y medioambiental bajo presupuestos restrictivos. DIMALIFE. [Reliability-based robust optimum design and maintenance of high social and environmental efficiency of bridges and highway infrastructures under restrictive budgets]. BIA2017-85098-R.

 

ARTÍCULOS INDEXADOS EN EL JCR:

  1. NAVARRO, I.J.; YEPES, V.; MARTÍ, J.V. (2019). Sustainability assessment of concrete bridge deck designs in coastal environments using neutrosophic criteria weights. Structure and Infrastructure Engineering, DOI: 10.1080/15732479.2019.1676791
  2. YEPES, V.; DASÍ-GIL, M.; MARTÍNEZ-MUÑOZ, D.; LÓPEZ-DESFILÍS, V.J.; MARTÍ, J.V. (2019). Heuristic techniques for the design of steel-concrete composite pedestrian bridges. Applied Sciences, 9, 3253; DOI:10.3390/app9163253
  3. NAVARRO, I.J.; YEPES, V.; MARTÍ, J.V. (2019). A review of multi-criteria assessment techniques applied to sustainable infrastructures design. Advances in Civil Engineering, 2019: 6134803. DOI:10.1155/2019/6134803
  4. MARTÍN, R.; YEPES, V. (2019). The concept of landscape within marinas: Basis for consideration in the management. Ocean & Coastal Management, 179: 104815. DOI:10.1016/j.ocecoaman.2019.104815
  5. PARTSKHALADZE, G.; MSHVENIERADZE, I.; MEDZMARIASHVILI, E.; CHAVLESHVILI, G.; YEPES, V.; ALCALÁ, J. (2019). Buckling Analysis and Stability of Compressed Low Carbon Steel Rods in Elasto-Plastic Region of Material. Advances in Civil Engineering, 2019: 7601260. DOI:10.1155/2019/7601260
  6. BOSCARDIN, J. T.; YEPES, V.; KRIPKA, M. (2019). Optimization of reinforced concrete building frames with automated grouping of columns. Automation in Construction, 104: 331-340. DOI:10.1016/j.autcon.2019.04.024
  7. SALAS, J.; YEPES, V. (2019). VisualUVAM: A Decision Support System Addressing the Curse of Dimensionality for the Multi-Scale Assessment of Urban Vulnerability in Spain. Sustainability, 11(8): 2191. DOI:10.3390/su11082191
  8. MARTÍNEZ-FERNÁNDEZ, P.; VILLALBA-SANCHÍS, I.; INSA-FRANCO, R.; YEPES, V. (2019). A review of modelling and optimisation methods applied to railways energy consumption. Journal of Cleaner Production, 222:153-162. DOI:10.1016/j.jclepro.2019.03.037
  9. KRIPKA, M.; YEPES, V.; MILANI, C.J. (2019). Selection of sustainable short-span bridge design in Brazil. Sustainability, 11(5):1307. DOI: 10.3390/su11051307
  10. SALAS, J.; YEPES, V. (2019). MS-ReRO and D-ROSE methods: assessing relational uncertainty and evaluating scenarios’ risks and opportunities on multi-scale infrastructure systems. Journal of Cleaner Production, 216:607-623. DOI:10.1016/j.jclepro.2018.12.083
  11. PENADÉS-PLÀ, V.; GARCÍA-SEGURA, T.; YEPES, V. (2019). Accelerated optimization method for low-embodied energy concrete box-girder bridge design. Engineering Structures, 179:556-565. DOI:10.1016/j.engstruct.2018.11.015
  12. NAVARRO, I.J.; MARTÍ, J.V.; YEPES, V. (2019). Reliability-based maintenance optimization of corrosion preventive designs under a life cycle perspective. Environmental Impact Assessment Review, 74:23-34. DOI:1016/j.eiar.2018.10.001

OTROS ARTÍCULOS:

  1. YEPES, V. (2019). La calidad visual a través del color. Cuadernos de Diseño en la Obra Pública, 11:4-10. ISSN: 2013-2603.
  2. PENADÉS-PLÀ, V.; YEPES, V.; KRIPKA, M. (2019). Optimización de puentes pretensados mediante la metodología de la superficie de respuesta. Revista CIATEC-UPF, 11(2):22-35. https://doi.org/10.5335/ciatec.v11i2.9159
  3. YEPES, V.; PÉREZ-LÓPEZ, E.; GARCÍA-SEGURA, T.; ALCALÁ, J. (2019). Optimization of high-performance concrete post-tensioned box-girder pedestrian bridges. International Journal of Computational Methods and Experimental Measurements, 7(2):118-129. DOI: 10.2495/CMEM-V7-N2-118-129

CONGRESOS:

  1. KRIPKA, M.; YEPES, V.; GARCÍA-SEGURA, T. (2019). Otimização simultânea do custo e da constructibilidade de pilares em concreto armado. XL CILAMCE Ibero-Latin American Congress on Computational Methods in Engineering, 11-14 nov 2019, Natal/RN, Brazil.
  2. ATA-ALI, N.; MARTÍNEZ-MUÑOZ, D.; YEPES, V.;  (2019). Case study of the evaluation of the life cycle of a facade using the flip teaching method. 12th annual International Conference of Education, Research and Innovation ICERI 2019, 11-13 nov 2019, Sevilla, Spain.
  3. MARTÍNEZ-MUÑOZ, D.; ATA-ALI, N.; MARTÍ, J.V.; YEPES, V. (2019). Application of flipped learning to the life cycle assessment of a composite pedestrian bridge. 12th annual International Conference of Education, Research and Innovation ICERI 2019, 11-13 nov 2019, Sevilla, Spain.
  4. MARTÍNEZ-MUÑOZ, D.; YEPES, V.; MARTÍ, J.V. (2019). Diseño de experimentos factorial completo aplicado al proyecto de muros de contención. 5th International Conference on Mechanical Models in Structural Engineering, CMMoST 2019, 23-25 oct 2019, Alicante, Spain.
  5. PENADÉS-PLÀ, V.; YEPES, V.; GARCÍA-SEGURA, T. (2019). Metodología para valorar la sostenibilidad con baja influencia de los decisores. 5th International Conference on Mechanical Models in Structural Engineering, CMMoST 2019, 23-25 oct 2019, Alicante, Spain.
  6. YEPES, V.; PENADÉS-PLÀ, V.; GARCÍA-SEGURA, T. (2019). Aplicación de optimización Kriging para la búsqueda de estructuras óptimas robustas. 5th International Conference on Mechanical Models in Structural Engineering, CMMoST 2019, 23-25 oct 2019, Alicante, Spain.
  7. YEPES, V.; MARTÍNEZ-MUÑOZ, D.; MARTÍ, J.V. (2019). Optimización de muros de hormigón mediante la metodología de la superficie de respuesta. 5th International Conference on Mechanical Models in Structural Engineering, CMMoST 2019, 23-25 oct 2019, Alicante, Spain.
  8. YEPES, V. (2019). Optimización aplicada a la gestión sostenible del mantenimiento de las carreteras. GeoRoads 19, 11-12 de abril, Guadalajara, Jalisco, México.
  9. ATA-ALI, N.; MARTÍ, J.V.; YEPES, V.; PONS, J.J. (2019). Case study of the life cycle assessment of a ventilated façade in a certain climatic zone of Spain in a postgraduate course.  13th annual International Technology, Education and Development Conference (INTED 2019), Valencia, 11th, 12th and 13th of March, 2019, 1833-1841. ISBN: 978-84-09-08619-1
  10. MARTÍNEZ-MUÑOZ, D.; MARTÍ, J.V.; YEPES, V.; LÓPEZ-DESFILÍS, V.J. (2019). Life cycle assessment of composite footbridges in a postgraduate optimization course through a case study. 13th annual International Technology, Education and Development Conference (INTED 2019), Valencia, 11th, 12th and 13th of March, 2019, 1803-1813. ISBN: 978-84-09-08619-1
  11. PONS, J.J.; YEPES, V.; SALVADOR-ZURIAGA, P.; INSA-FRANCO, R. (2019). Life cycle assessment for sustainable design of railway infrastructures. A case study application in education.  13th annual International Technology, Education and Development Conference (INTED 2019), Valencia, 11th, 12th and 13th of March, 2019, 1742-1749. ISBN: 978-84-09-08619-1
  12. YEPES, V.; MARTÍNEZ-MUÑOZ, D.; ATA-ALI, N.; MARTÍ, J.V. (2019). Multi-criteria decision analysis techniques applied to the construction of a composite box-girder bridge. 13th annual International Technology, Education and Development Conference (INTED 2019), Valencia, 11th, 12th and 13th of March, 2019, 1458-1467. ISBN: 978-84-09-08619-1

VÍDEOS EDUCATIVOS (POLIMEDIAS):

  1. Concepto y clasificación de cimentaciones. 10 minutos, 13 segundos.
  2. Cimentaciones superficiales. 9 minutos, 44 segundos.
  3. Zapatas aisladas. 8 minutos, 33 segundos.
  4. Concepto y clasificación de pilotes. 10 minutos, 7 segundos.
  5. Pilotes metálicos. 9 minutos, 39 segundos.
  6. Pilotes prefabricados de hormigón armado. 9 minutos, 31 segundos.
  7. Hinca dinámica de pilotes y tablestacas. 9 minutos, 9 segundos.
  8. Hinca de pilotes y tablestacas por vibración. 7 minutos, 40 segundos.
  9. Hinca de pilotes y tablestacas por presión y procedimientos especiales. 9 minutos, 55 segundos.

La caja de cambios

Figura. Caja de cambios. https://www.flickr.com/photos/donmeliton/3568084166/

En los vehículos, la caja de cambios o caja de velocidades  forma parte de la transmisión del automóvil, y es el elemento encargado de obtener en las ruedas el par motor suficiente para poner en movimiento el vehículo desde parado, y una vez en marcha obtener un par suficiente en ellas para vencer las resistencias al avance, fundamentalmente las derivadas del perfil aerodinámico, de rozamiento con la rodadura y de pendiente en ascenso.  En general es un mecanismo que gana en par motor a expensas de la disminución de la velocidad de rotación y utiliza para ello diferentes etapas de reducción con engranajes que pueden ser permutadas a voluntad del conductor o bien de manera automática. La cantidad de etapas de cambio dependerá del campo de utilización del automóvil y de la elasticidad del motor.

Si no existiera forma de variar la relación de determinado giro entre el motor y las ruedas, el vehículo, a un régimen del motor, marcharía siempre a la misma velocidad debido a la relación constante de transmisión entre los engranajes desde el motor hasta la rodadura. Precisamente lo que hace una caja de cambios es engranar dos piñones de distinto número de dientes para lograr una relaciones adecuadas a la potencia del motor, su peso, sus neumáticos y la velocidad máxima deseada.

Os dejamos unos vídeos donde podremos ver una explicación sencilla sobre el funcionamiento de un cambio manual y de su función en un vehículo. Espero que os sean útiles.

https://www.youtube.com/watch?v=XfGE8shOkXc

Referencias:

YEPES, V.; MARTÍ, J.V. (2017). Máquinas, cables y grúas empleados en la construcción. Editorial de la Universitat Politècnica de València. Ref. 814. Valencia, 210 pp.

 

Motores eléctricos

Rotor, estátor y ventilador de un motor eléctrico. Wikipedia.

El empleo de la energía eléctrica para el equipo de construcción, depende del tipo de trabajos, de las necesidades de movilidad y de la disponibilidad de electricidad o posibilidades de generarla. Cuando su uso es posible y los trabajos están concentrados en un solo sitio, la potencia eléctrica puede ser la más económica posible.

Un motor eléctrico transforma energía eléctrica en mecánica por acción de un campo electromagnético (lo contrario sería un generador). Los motores eléctricos se componen por dos partes fundamentales: el rotor que es la parte que gira, y el estator, que es la fija, no se mueve y está unida a la carcasa. Además cuentan con:

 

  1.  Un inductor, formado por uno o varios imanes o bobinas por las que pasa la corriente y que genera el campo magnético. Si la corriente es continua, se creará un electroimán de polaridad fija y, si es alterna, de polaridad oscilante.
  2. Un inducido, formado por una o varias bobinas situadas dentro del campo magnético que crea el inductor. Normalmente el inductor se coloca en el estator y el inducido en el rotor.
  3. El colector, que es el elemento que recoge la corriente que pasará a las bobinas.
  4. Las escobillas, que transmiten la corriente al colector, están apoyadas sobre él y evitan que el cable se enrede al girar.

Los motores eléctricos, si pueden utilizarse, presentan una serie de ventajas:

  • Facilidad del arranque, sobre todo en tiempo frío.
  • Pocas incidencias y averías.
  • Entretenimiento mínimo.
  • Fácil investigación y reparación de averías.
  • Bajo costo, lo cual permite tener otro motor de repuesto.
  • Economía de funcionamiento.

Referencias:

YEPES, V.; MARTÍ, J.V. (2017). Máquinas, cables y grúas empleados en la construcción. Editorial de la Universitat Politècnica de València. Ref. 814. Valencia, 210 pp.

Compresores de lóbulos o tipo Roots

Figura 1. Compresor Root de dos lóbulos. http://dopedia.blogspot.com/2014/09/compresor-de-lobulos-roots-neumatica.html

Formados por dos rotores iguales que habitualmente tienen forma de ocho, aunque existen rotores de tres lóbulos. En la Figura 1 se representa un compresor Root de dos lóbulos, de gran aplicación como sobre alimentador de los motores diésel o de los sopladores de gases a presión moderada. Como el volumen de las cámaras de trabajo no disminuye durante el giro de los rotores, no existe compresión interna, por lo que sólo se utilizan para relaciones de compresión menores de 2.

Su rendimiento no es muy alto, contando además con la desventaja de que el aire se calienta mucho y su caudal no el muy elevado. En cambio presentan la ventaja de prescindir del movimiento alternativo. Se fabrica normalmente para presiones inferiores a 2 bares, por lo que su utilidad en los equipos principales de aire comprimido es muy limitada. Se consideran, por tanto, más soplantes que compresores.

La holgura presente entre los dos rotores y la que queda entre estos y el estator, hacen innecesaria la lubricación. Se emplean usualmente para la impulsión neumática de materiales a granel, en “camiones-silo” o en fábricas de cemento u otras instalaciones industriales.

Os dejo algún vídeo de su funcionamiento.

Referencias:

YEPES, V.; MARTÍ, J.V. (2017). Máquinas, cables y grúas empleados en la construcción. Editorial de la Universitat Politècnica de València. Ref. 814. Valencia, 210 pp.

 

 

Drenes de penetración transversal: drenes californianos

Figura 1. Drenes californianos. http://civogal.com/drenes-californianos

Cuando se quiere reducir las presiones intersticiales en taludes y zonas de difícil acceso, son muy útiles los drenes de penetración transversal. Son perforaciones ascendentes comúnmente llamadas drenes californianos (horizontal drains), debido a que el Departamento de Carretas de California empezó a utilizarlo a partir de los últimos años de la década de 1930.

Son perforaciones de pequeño diámetro y gran longitud realizadas frecuentemente con los mismos carros perforadores empleados en la instalación de bulones o ejecución de sondeos. En su interior se dispone un tubo de policloruro de vinilo (PVC) ranurado, de un diámetro mínimo de 50 mm capaces de soportar cierta carga por si la perforación colapsara, tubo en ocasiones rodeado de un geotextil que actúe de filtrante para evitar el taponamiento o la erosión interna del terreno al escapar los finos. No obstante, si las deformaciones esperadas superan al radio del tubo, entonces se utilizan drenes metálicos. Asimismo, se pueden disponer drenes sin tubo interior, especialmente en roca sana, donde no se esperen movimientos que obstruyan la perforación, ni materiales que puedan obstruirla.

Figura 2. Drenes de penetración transversal en las proximidades del embalse de Loriguilla (Valencia). Fotografía: V. Yepes (2021)

Los drenes se disponen con una pequeña inclinación, de al menos el 3% sobre la horizontal, normalmente entre 5-10º, para evacuar el agua por gravedad, debiéndose introducir, al menos, en 2-3 m en la zona de acumulación de agua. Es por ello que a veces también se llaman drenes subhorizontales. Se debe dejar también, entre 2 y 3 m del tubo más próximo a la boca del taladro sin orificios ni ranuras. En otras ocasiones se pueden disponer más inclinados, incluso en vertical en galerías de drenaje.

Los drenes de penetración transversal tienen como objeto reducir las presiones intersticiales, agotar un embalsamiento de agua o rebajar el nivel freático. En el caso de taludes, los drenes se utilizan para estabilizar deslizamientos profundos, tal y como se puede apreciar en la Figura 3. Son especialmente eficaces en terrenos permeables, rocas fisuradas o cuando interceptan capas permeables saturadas, perdiendo eficacia en suelos arcillosos homogéneos.

Figura 3. Localización del nivel freático antes y después de la instalación de un dren horizontal

Si bien la disposición de los drenes depende de las condiciones hidrogeológicas y morfológicas del talud o ladera, normalmente se disponen 1-2 filas de tubos distanciados entre 7 y 30 m, siendo lo más frecuente entre 10 y 15 m. En el caso de taludes de más de 60 m de altura, se disponen bermas y una línea de drenes al pie de cada berma, recogiendo el agua a una cuneta impermeable. Con alturas superiores a 100 m, la longitud de perforación necesaria es tan alta que su coste se dispara. Si en nivel freático se encuentra entre 30 y 60 m por encima del pie del talud, se prolongan los drenes desde el pie hasta una profundidad igual a la altura del talud, con un máximo de 90-100 m.

La perforación simultánea de los drenes con desmontes de alturas superiores al de la maquinaria ordinaria facilita su ejecución y mejora las condiciones de drenaje durante la excavación. No se emplean lodos tixotrópicos durante la perforación, sino entubaciones provisionales al atravesar terrenos inestables o tramos de falla, hasta instalar el tubo definitivo. El agua drenada por los tubos debe canalizarse adecuadamente a cunetas u otros elementos del drenaje superficial. Además, estos drenes deben someterse a revisiones periódicas, con un mantenimiento que incluya su limpieza con aire a presión.

Los drenes de penetración transversal presentan como ventajas su rápida y sencilla instalación en comparación con otros sistemas de drenaje profundo, permite alcanzar toda la superficie del talud, puede ejecutarse una vez iniciadas las inestabilidades y el desagüe se realiza por gravedad, sin el uso de bombas o sistemas auxiliares. Sin embargo, su área de influencia es limitada en comparación con otros sistemas de drenaje profundo y se ejecutan una vez hecho el talud, por lo que su estabilidad puede complicarse.

Os dejo a continuación un vídeo explicativo de este tipo de drenes. Espero que os sea de interés.

Como información complementaria, os dejo la ficha técnica realizada por GEOCISA sobre al ejecución de anclajes y drenes californianos en el castillo de Jadraque (Guadalajara).

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REFERENCIAS:

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Drenaje mediante pozos horizontales ejecutados mediante perforación horizontal dirigida

Figura 1. Maquinaria para la perforación horizontal dirigida PHD.  https://trenchlesstechnology.com/hdd-pipe-ramming-used-install-water-wastewater-lines-wood-buffalo/

La técnica de la Perforación Horizontal Dirigida PHD (Horizontal Directional Drilling, HDD) es un método empleado para la instalación de tuberías que evita la apertura de zanjas a cielo abierto (trenchless) minimizando el movimiento de tierras (Figura 1). Se utiliza fundamentalmente para la instalación de líneas de comunicación (fibra óptica, cables de datos), líneas eléctricas, gaseoductos, oleoductos y conducciones de agua a presión. A mediados de 1990, esta técnica se adaptó para instalar pozos de drenaje de aguas contaminadas en zonas industriales, estaciones de servicio o similares. Sin embargo, también es útil para realizar drenajes horizontales (Horizontal Directional Drilling Wells, HDDW)  en áreas inaccesibles o donde realizar perforaciones en superficie no es factible, pudiéndose llegar a distancias de 3000 m de longitud. Con todo, PHD es una técnica que requiere una fuerte planificación, pues requiere de operaciones especializadas.

Un pozo horizontal puede sustituir a 10-30 pozos verticales, dependiendo de las circunstancias de cada caso (Figura 2). En efecto, un solo pozo horizontal intersecta el nivel freático en la mayor parte de su longitud, extendiendo el cono de depresión del freático a lo largo de su recorrido. Por ejemplo, un pozo poco profundo de unos 15 m precisa de unos 60 m de perforación horizontal para alcanzar la cota prevista. En cambio, una red de pozos verticales para interceptar el mismo nivel freático requiere de múltiples pozos y decenas de tubería vertical no productiva (sin rejilla). Además, el pozo horizontal requiere solo de una bomba y una tubería de evacuación al punto de vertido o tratamiento, al contrario que los pozos verticales, donde cada uno de ellos precisa de una bomba. La Figura 2b muestra cómo un pozo horizontal con cierta pendiente puede drenar un terreno en talud simplemente por gravedad.

Figura 2. (a) Drenaje mediante pozos verticales frente a (b) drenaje mediante pozo horizontal.

La mayor diferencia entre los usos habituales del PHD en relación a su uso como drenajes horizontales es que el fluido de perforación usado aquí son polímeros biodegradables, en vez de bentonita. La razón es evitar la reducción de la permeabilidad del terreno asociada a la perforación.

Según el procedimiento de instalación, los drenes horizontales ejecutados mediante PHD se pueden clasificar en doble o simple entrada (Figura 3):

  • Instalación con doble entrada (Figura 3a): Se taladra la perforación piloto desde una fosa de lanzamiento. La perforación desciende en la entrada para luego emerger en la fosa de recepción. Este procedimiento es el más comúnmente utilizado por permitir un mejor control de la estabilidad de la perforación en comparación con los métodos de simple entrada.
  • Instalación de simple entrada (Figura 3b): Este método, también llamado de perforación ciega (blind-ended hole) se utiliza cuando no hay fosa de recepción y el pozo se instala desde un solo extremo. Aquí el escariado para ampliar la perforación se realiza empujando, en vez de tirando, como es el caso de la doble entrada, existiendo el riesgo de que la perforación ampliada no siga la perforación piloto. Las longitudes alcanzadas con este sistema son significativamente menores que las de doble entrada.
Figura 3. Pozos horizontales realizados mediante Perforación Horizontal Dirigida. (a) Con doble entrada, (b) con una sola entrada.

La instalación de la rejilla es una operación más complicada en los pozos HDD que en los pozos verticales convencionales, tanto por la longitud como por la desviación en la dirección. Las rejillas se instalan arrastrando a través de la perforación en el caso de doble entrada, y empujando en el caso de simple entrada. Estas rejillas normalmente son de polietileno de alta densidad (PEAD), de acero al carbono o acero inoxidable. El porcentaje de ranuras de la rejilla es menor que en los pozos verticales para asegurar su resistencia a tracción o compresión. Como es difícil instalar un filtro granular alrededor de la rejilla, normalmente se usan filtros de grava preenvasados, mallas o geotextiles convenientemente protegidos para resistir su instalación.

Os dejo unos polimedias para explicar brevemente el procedimiento de la perforación horizontal dirigida. Espero que os sea de interés.

A continuación os dejo un par de vídeos explicativos.

REFERENCIAS:

  • POWERS, J.P. (1992). Construction dewatering: New methods and applications. Ed. Wiley et al., New York.
  • PREENE, M.; ROBERTS, T.O.L.; POWRIE, W., DYER, M.R. (2004). Groundwater control: design and practice. CIRIA C515, London.
  • TOMLINSON, M.J. (1982). Diseño y construcción de cimientos. URMO, S.A. de Ediciones, Bilbao, 825 pp.
  • YEPES, V. (2020). Procedimientos de construcción de cimentaciones y estructuras de contención. Colección Manual de Referencia, 2ª edición. Editorial Universitat Politècnica de València, 480 pp. Ref. 328. ISBN: 978-84-9048-903-1.

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¿Cómo evitar que nuestros muros deslicen?

Figura 1. Fuerzas que actúan sobre un muro.

En un artículo anterior ya se comentó cómo el terreno empuja sobre cualquier estructura que lo contenga, y que la magnitud de dicho empuje se ve muy influenciada por el tipo de deformación sufrida por dicha estructura de contención, como puede ser un muro.

Lo inmediato es preguntar quién va a ser el responsable de contrarrestar dicho empuje para garantizar que el muro no deslice. No se trata de una cuestión menor, puesto que la seguridad al deslizamiento constituye uno de los estados límite últimos a comprobar cuando se diseña un muro. Es más, el deslizamiento acostumbra a ser el caso más crítico si el muro no es demasiado alto o en muros ménsula sin talón. Si a eso añadimos un mal drenaje en el trasdós cuando el muro no se ha calculado considerando los empujes hidrostáticos, tendremos asegurado un problema mayor.

Lo primero que se nos ocurre es pensar que el rozamiento entre el cimiento del muro y el terreno sobre el que se apoya debería ser suficiente para evitar el deslizamiento. De hecho, la fricción o fuerza de rozamiento que se opone al inicio del deslizamiento en un plano es proporcional a la fuerza normal a dicho plano, a través del conocido como coeficiente de rozamiento estático. Este coeficiente se puede calcular como la tangente del plano inclinado crítico, que es aquel donde un cuerpo empieza a deslizarse. Dicho coeficiente es mayor al coeficiente de rozamiento dinámico, que se desarrolla una vez el deslizamiento se ha iniciado.

El caso del deslizamiento de un muro respecto al terreno es un caso parecido al de la rotura del suelo, pero teniendo en cuenta que las superficies en contacto son las del cimiento del muro y la del terreno sobre el que se apoya. Por tanto, se puede aplicar el criterio de rotura de Mohr-Coulomb, de forma que la tensión tangencial de rotura τr  se encuentra relacionada con la tensión normal σ’ en el plano de contacto muro-terreno:

De forma análoga, se podría sustituir la cohesión entre partículas c‘ por un coeficiente de adherencia o cohesión de contacto cc. Del mismo modo, se sustituiría el ángulo de rozamiento efectivo Φ‘  por el rozamiento muro-terreno Φc (siempre Φc <Φ‘ ).   En este caso, siendo A el área de contacto de la fuerza normal con la superficie de deslizamiento, se puede expresar que la fuerza horizontal T en el plano de contacto muro-terreno sería:

En la expresión anterior téngase en cuenta que la fuerza normal sobre la resultante N‘ es la diferencia entre la suma de las fuerzas verticales W y la subpresión ejercida por el agua Fw , en su caso (ver Figura 1).

La fuerza horizontal T que se opone al deslizamiento es máxima en el instante mismo del deslizamiento. Si B‘ es el ancho eficaz de la zapata del muro en contacto con el terreno (no se tiene en cuenta la parte de la zapata «despegada» del terreno, ver Figura 2), la fuerza horizontal máxima Tmáx que se opondrá al deslizamiento por metro lineal de muro sería la siguiente:

Figura 2. Ancho eficaz B‘ de la zapata.

Si esta fuerza horizontal máxima  Tmáx no fuese suficiente para equilibrar las fuerzas horizontales sobre el muro (E’a +  E1,w ), entonces se tendría que recurrir a una resistencia adicional R que puede proceder de la movilización de una parte del empuje pasivo que actúa sobre la puntera de la zapata del muro E’pun  , del posible empuje hidrostático sobre la puntera E2,w o bien de posibles fuerzas exteriores al sistema muro-terreno. Se recomienda que R ≤ 0,10·H , siendo H la fuerza horizontal.

Además, en el caso de tenerse en cuenta el empuje pasivo efectivo sobre la puntera (o bien sobre una zarpa o tacón de la zapata, para incrementar dicho empuje pasivo, ver Figura 3) hay que garantizar que se moviliza la deformación suficiente y que su valor se debe minorar por un coeficiente de 1,5, que sería E’p admisible. Por otra parte, si se tiene en cuenta dicho empuje pasivo , se debería garantizar la permanencia del terreno sobre la zapata. Está del lado de la seguridad no considerar el empuje pasivo.

Figura 3. Aumento del empuje pasivo debido al tacón en la zapata del muro.

Todo lo anterior nos hace reflexionar sobre la importancia de definir en el proyecto del muro los parámetros resistentes del contacto muro-terreno. Dependiendo de la forma de preparación del contacto, se pueden considerar los siguientes:

  • Muros de hormigón ejecutados «in situ» contra el terreno   →   tan Φc = 0,8·tan Φ‘   y  cc = c‘
  • Muros de hormigón prefabricado sobre materiales granulares  →   tan Φc = 0,6  y  cc = 0
  • Muros sobre suelos arcillosos saturados: Hay que comprobar la situación de corto plazo  →   Φu = 0  y   cu = 0,5 · Ru  (siendo Ru la resistencia a compresión simple sin drenaje)            

A falta de otros datos, se adopta como ángulo de rozamiento muro-terreno un valor de 2/3 del ángulo de rozamiento efectivo del terreno, es decir, Φc = 2/3 · Φ‘ . Es decir, siempre será el ángulo de rozamiento muro-terreno inferior al ángulo de rozamiento efectivo del terreno.

Por último, tendríamos que asignar un coeficiente de seguridad al deslizamiento Fd, como el cociente entre la máxima oposición que puede encontrar el muro al deslizamiento (Tmáx +E’p admisible) entre la fuerza estrictamente necesaria para evitarlo ( Tnec ). La fuerza estrictamente necesaria para evitar el deslizamiento debe ser la suma de fuerzas horizontales sobre el muro, incluido el empuje activo del terreno y posible la presión hidrostática sobre el trasdós del muro.

En combinación de acciones casi permanente, la «Guía de cimentaciones en obras de carretera» (Ministerio de Fomento, 2003), establece un coeficiente de seguridad frente al deslizamiento mínimo de 1,50.

REFERENCIAS:

  • IZQUIERDO, F.A. (2001). Cuestiones de geotecnia y cimientos. Editorial Universidad Politécnica de Valencia, 227 pp.
  • MINISTERIO DE FOMENTO (2002). Guía de Cimentaciones. Dirección General de Carreteras.
  • YEPES, V. (2020). Procedimientos de construcción de cimentaciones y estructuras de contención. Colección Manual de Referencia, 2ª edición. Editorial Universitat Politècnica de València, 480 pp. Ref. 328. ISBN: 978-84-9048-903-1.

Cursos en línea:

Curso de estructuras auxiliares en la construcción: andamios, apeos, entibaciones, encofrados y cimbras.

Curso de Procedimientos de Construcción de cimentaciones y estructuras de contención en obra civil y edificación.

Curso de fabricación y puesta en obra del hormigón.

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Empujes sobre entibaciones según Terzaghi y Peck

Figura 1. Entibación en excavación de zanja. https://commons.wikimedia.org/wiki/File:Sbh_s600.JPG

Ya se habló en un artículo anterior de la altura crítica, que si se sobrepasa, obliga a entibar una excavación. Este es un aspecto de gran importancia en la seguridad de las personas. Para ello resulta fundamental el cálculo de los empujes del terreno sobre la entibación para dimensionar correctamente los elementos constitutivos de esta estructura auxiliar.

La deformación que se desarrolla en el terreno al ir entibando una excavación, poniendo puntales de arriba hacia abajo, es diferente a la que desarrollan la condición de empuje activo en los muros. Este hecho provoca que la distribución real de los empujes sobre una entibación sea diferente a la clásica ley triangular que aparecen en los muros. Esto se debe, entre otros motivos, a que la entibación va a girar respecto a un punto situado en la parte superior (primer apuntalamiento), frente al típico muro en ménsula, donde el giro se realiza, aproximadamente, en la base de la estructura.

En la Figura 2 podemos ver que los empujes reales no crecen proporcionalmente con la profundidad y que, en el fondo de la excavación, acaban anulándose. Por tanto, la parte superior, que se apuntala desde el primer momento, recibe unos empujes superiores a los de la ley triangular, y en la parte inferior, son menores. La ley de empujes, por tanto, se aproxima a una parábola.

Figura 2. Empujes reales de forma parabólica sobre entibaciones

Terzaghi y Peck (1967) propusieron algunos esquemas simplificados útiles para determinados suelos típicos. Son los denominados «diagramas de presión aparente«, deducidos a partir de medidas realizadas en diferentes obras a mediados del siglo XX (Berlín, Múnich, Chicago, Nueva York y Oslo) en entibaciones apuntadas, no ancladas, de más de 6 m de profundidad.  No se trata realmente de unos diagramas de empujes únicos, sino de las envolventes empíricas de los distintos diagramas reales que se observan en una fase de excavación y que pueden ser bastante complicados (secuencia de construcción, temperatura, acomodo entre pantalla y apoyos, etc.).

Teniendo en cuanto los valores a, b y c de la Figura 3, se pueden estimar la ley de empujes en función de la Tabla 1 (Izquierdo, 2001). Hay que tener presente que estos empujes, sacados de mediciones realmente tomadas en obra, son aplicables a los empujes sobre entibaciones, por lo que no es de aplicación directa a superficies continuas y mucho más rígidas como los muros pantalla.

Figura 3. Distribuciones propuestas para empuje sobre entibaciones

 

Tabla 1. Procedimiento empírico de Terzaghi y Peck (1967) para determinar las cargas sobre los puntales en una excavación entibada (Izquierdo, 2001)

En la Tabla 1, Ka es el coeficiente de empuje activo, cu la cohesión del terreno sin drenaje y γ su peso específico.

REFERENCIAS:

  • GARCÍA VALCARCE, A. (dir.) (2003). Manual de edificación: mecánica de los terrenos y cimientos. CIE Inversiones Editoriales Dossat-2000 S.L. Madrid, 716 pp.
  • GONZÁLEZ CABALLERO, M. (2001). El terreno. Edicions UPC, Barcelona, 309 pp.
  • IZQUIERDO, F.A. (2001). Cuestiones de geotecnia y cimientos. Editorial Universidad Politécnica de Valencia, 227 pp.
  • LAMBE, T.W.; WHITMAN, R.V. (1996). Mecánica de suelos. Limusa, México, D.F., 582 pp.
  • MINISTERIO DE FOMENTO (2002). Guía de Cimentaciones. Dirección General de Carreteras.
  • MINISTERIO DE LA VIVIENDA (2006). Código Técnico de la Edificación
  • TERZAGHI, K.; PECK, R. (1967). Soil Mechanics in Engineering Practice. 2nd Edition, John Wiley, New York.
  • YEPES, V. (2020). Procedimientos de construcción de cimentaciones y estructuras de contención. Colección Manual de Referencia, 2ª edición. Editorial Universitat Politècnica de València, 480 pp. Ref. 328. ISBN: 978-84-9048-903-1.
  • YEPES, V. (2023). Maquinaria y procedimientos de construcción. Problemas resueltos. Colección Académica. Editorial Universitat Politècnica de València, 562 pp. Ref. 376. ISBN 978-84-1396-174-3
  • YEPES, V. (2024). Estructuras auxiliares en la construcción: Andamios, apeos, entibaciones, encofrados y cimbras. Colección Manual de Referencia, serie Ingeniería Civil. Editorial Universitat Politècnica de València, 408 pp. Ref. 477. ISBN: 978-84-1396-238-2

Cursos:

Curso de estructuras auxiliares en la construcción: andamios, apeos, entibaciones, encofrados y cimbras.

Curso de Procedimientos de Construcción de cimentaciones y estructuras de contención en obra civil y edificación.

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Empuje de tierras, ¿mejor Coulomb o Rankine?

Figura 1. Coulomb y Rankine, autores de dos de los modelos clásicos de empuje de tierras.

El empuje de tierras sobre estructuras de contención ha sido un problema clásico en Geotecnia, pero que es complejo, pues existen numerosas incertidumbres asociadas al comportamiento de los distintos tipos de terreno. Tanto la dificultad en la determinación de las características mecánicas d

el terreno real como la complejidad en las hipótesis de cálculo han llevado a la utilización de simplificaciones útiles en una gran mayoría de casos. Las dos teorías clásicas en la estimación de los empujes del terreno se deben al francés Charles-Agustin de Coulomb (1736-1806) y al escocés William John Macquorn Rankine (1820-1872). Ambos métodos se sustentan en hipótesis diferentes y los resultados que proporcionan no coinciden, salvo en algún caso muy particular.

En cualquier libro de Geotecnia se puede comprobar cómo integrando las ecuaciones diferenciales de las condiciones de equilibrio interno de un elemento diferencial de un terreno horizontal, homogéneo, isótropo y con un comportamiento elástico, la tensión horizontal depende de la vertical. En el caso de que el terreno estuviera confinado lateralmente, con deformación lateral nula, la ley de Hooke proporciona una solución al problema, siendo la relación entre la tensión horizontal y la vertical constante. En cualquier caso, la condición de utilizar una ley de esfuerzo-deformación conveniente constituye el mayor obstáculo para obtener una solución exacta al problema.

Las presiones que soporta un muro o una pantalla reciben el nombre de empujes, que en el caso más general, será la suma del empuje hidrostático más el empuje efectivo ejercido por las partículas del terreno. Se define el coeficiente de empuje como la relación entre la tensión efectiva horizontal y la vertical, y en el caso de que no exista deformación lateral, se denomina coeficiente de empuje al reposo, K0. De esta forma se podría calcular el empuje sobre un muro que no se deformara lo más mínimo. Sería el caso de un muro de sótano en edificación. Pero los muros no son infinitamente rígidos, se deforman, y dependiendo de si la deformación lateral es negativa (el terreno «se descomprime») o positiva (el terreno «se comprime»), tendríamos los denominados empujes activos Ka, o pasivos Kp, (Ka<K0<Kp). Para movilizar el empuje pasivo son necesarios movimientos del muro contra el terreno muy superiores a los necesarios para llegar a una situación de empuje activo. Cuando el empuje pasivo es favorable, debido a la imprecisión en la determinación de su valor real, por seguridad suele despreciarse su efecto o bien se aplica un coeficiente reductor (por ejemplo, de 1,5). Dejamos al lector investigar sobre este asunto en la literatura habitual.

Figura 2. Relación entre empuje del terreno y los movimientos necesarios para su desarrollo (Código Técnico de Edificación)

Lo que nos interesa en esta entrada es conocer las diferencias entre el método de Coulomb y el de Rankine e intentar interpretar cuándo sería mejor utilizar uno u otro método. Las fórmulas se pueden deducir de cualquier libro o manual de geotecnia. En ambos casos se puede generalizar la formulación al caso de terrenos cohesivos, presencia de nivel freático, cargas uniformes sobre el trasdós e inclinación del relleno tras el muro.  Siendo σ’v es la tensión efectiva vertical y c‘ la cohesión efectiva del terreno o relleno del trasdós, el empuje activo Pa se define como la resultante de los empujes unitarios σ’a que puede determinarse mediante la siguiente fórmula:

y de forma análoga, el empuje pasivo Pp  se define como la resultante de los empujes unitarios σ’p que puede determinarse mediante:

La cohesión es un aspecto favorable para disminuir el empuje del terreno, pero si al final no se acaba desarrollando, nos deja del lado de la inseguridad; por tanto, como a veces es difícil estimar su efecto de forma adecuada, es habitual despreciarla para quedar del lado de la seguridad. Por tanto, se aconseja ser muy cuidadoso a la hora de considerar la cohesión.

  • Coulomb propuso un modelo para estimar los empujes del terreno planteando el equilibrio de una masa de terreno en forma de cuña al deformarse o moverse el muro. La rotura se produce a lo largo de dos planos, el formado por el interface suelo-muro y el plano de deslizamiento en el terreno. La cuña, formada por los dos planos, se comporta como un bloque rígido. De todas las cuñas posibles, una es la que produce el empuje activo máximo, y ese es el problema resuelto por este ingeniero francés en 1776. El método supone que las superficies de deslizamiento son planas, pero esta hipótesis es muy discutible en el caso del empuje pasivo. El problema queda resuelto para un muro cualquiera, con un trasdós que no necesita ser vertical, y un terreno con una determinada inclinación y con unas cargas sobre su superficie. Se supone conocido el peso específico del terreno, el ángulo de rozamiento interno y el ángulo de rozamiento muro-suelo. Es actualmente el método más empleado para el diseño de muros por métodos de equilibrio límite. Hoy día se emplea con gran efectividad en el cálculo de muros de gravedad, lo que permite considerables ahorros de material. Las fórmulas que siguen indican los coeficientes de empuje activo y pasivo, con las figuras que definen cada uno de los ángulos correspondientes:

  • El método de Rankine (1857) es más elegante desde el punto de vista matemático, explicando el empuje en términos de rotura por cortante del terreno. Se obtienen los empujes partiendo de un semiespacio infinito que se encuentra en «estado de Rankine«, es decir, un estado de equilibrio plástico y en donde el muro no produce ninguna perturbación. Se supone que el terreno es homogéneo e isótropo y en estado de equilibrio plástico, es decir, se acepta que toda la masa en el trasdós del muro está en situación de rotura y, por tanto, en cualquier punto el estado tensional pertenece a un círculo de Morh que es tangente a la línea de rotura de este suelo; además, como hipótesis adicional, no hay variación de tensiones en los puntos de cualquier plano paralelo a la superficie del semiespacio. Este modelo puede resultar un tanto conservador, pues solo considera el ángulo de rozamiento interno del terreno, olvidando el efecto favorable del rozamiento entre el muro y el terreno. Este método tiene muchas aplicaciones prácticas, por ejemplo, en muros ménsula, donde la suposición de Rankine no supone grandes desventajas y simplifica enormemente los cálculos. El cálculo de empujes sobre un muro con el modelo de Rankine se reduce a obtener las presiones efectivas a la profundidad correspondientes y aplicar las fórmulas correspondientes. De esta forma es muy sencillo calcular terrenos estratificados y considerar la existencia de una carga uniforme en coronación. Además, el método permite estimar si existen grietas de tracción y su profundidad en un terreno que sea cohesivo.  Los coeficientes de empuje activo y pasivo para un terreno que forma un ángulo i con la horizontal  teniendo en cuenta que la resultante forma un ángulo i con la horizontal, son los siguientes:

Aplicando el teorema de los estados correspondientes de Caquot, se puede generalizar la teoría de Rankine a suelos cohesivos: «Si a un suelo con cohesión que está en situación límite de rotura, simultáneamente le quitamos la cohesión y sumamos a todas las tensiones un término (c’ · cotg Φ’), el suelo sigue estando en la misma situación límite de rotura» (y se le aplican las hipótesis de los suelos sin cohesión).

Figura 3. Círculo de Mohr considerando suelos cohesivos

De las fórmulas deducidas para el empuje activo y pasivo, las fórmulas en ambos modelos coinciden únicamente en el caso de un trasdós vertical del muro, no hay rozamiento suelo-estructura y la superficie del terreno es horizontal. En este caso, los coeficientes de empuje activo y pasivo son los siguientes:

Resumiendo los aspectos básicos expuestos anteriormente, podríamos decir lo siguiente:

  • En caso de terrenos estratificados, la inclinación del plano de deslizamiento depende de cada terreno, con lo que el problema puede ser indeterminado si utilizamos el modelo de Coulomb. En este caso, Rankine es de más fácil formulación, que suele ser recomendable en el caso de muros ménsula.
  • El método de Coulomb no tiene en cuenta la presencia de grietas de tracción, por lo que con terrenos cohesivos el cálculo de la profundidad de estas grietas se debe hacer con Rankine.
  • Si no existe cohesión en el terreno ni adherencia entre muro y terreno, con la teoría de Coulomb se puede determinar que la resultante del empuje activo está situada, desde la base del muro, a un tercio de la altura del muro. Si no es así, entonces el método no proporciona directamente la posición del empuje.
  • El método de Rankine es difícil de aplicar con geometrías mínimamente complejas (trasdós quebrado, superficies del terreno en el trasdós no planas, cargar arbitrarias sobre éste último) y no es mucho más preciso que el método de Coulomb para estos casos.
  • El método de Coulomb no estima bien el empuje pasivo, pues la superficie real de rotura no es plana (se asemeja a una espiral logarítmica) y la distribución de empujes difiere bastante de la triangular, proporcionando valores sobredimensionados (del lado de la inseguridad). El método de Rankine es más conservador para el cálculo de empujes pasivos.
  • El método de Rankine no considera el rozamiento entre el muro y el terreno, lo cual es conservador. Es un aspecto importante en muros de gravedad, cuyos empujes activos se prefieren calcular con Coulomb.
  • En el método de Coulomb permite la consideración de sobrecargas en el trasdós de cualquier tipo (constante, puntual, triangular, etc.) siempre que sean indefinidas en el sentido longitudinal del muro, pues basta introducirlas en las ecuaciones de equilibrio. Con Rankine es sencillo si se trata de una sobrecarga constante.

 

REFERENCIAS:

  • GARCÍA VALCARCE, A. (dir.) (2003). Manual de edificación: mecánica de los terrenos y cimientos. CIE Inversiones Editoriales Dossat-2000 S.L. Madrid, 716 pp.
  • GONZÁLEZ CABALLERO, M. (2001). El terreno. Edicions UPC, Barcelona, 309 pp.
  • IZQUIERDO, F.A. (2001). Cuestiones de geotecnia y cimientos. Editorial Universidad Politécnica de Valencia, 227 pp.
  • LAMBE, T.W.; WHITMAN, R.V. (1996). Mecánica de suelos. Limusa, México, D.F., 582 pp.
  • MINISTERIO DE FOMENTO (2002). Guía de Cimentaciones. Dirección General de Carreteras.
  • MINISTERIO DE LA VIVIENDA (2006). Código Técnico de la Edificación
  • YEPES, V. (2020). Procedimientos de construcción de cimentaciones y estructuras de contención. Colección Manual de Referencia, 2ª edición. Editorial Universitat Politècnica de València, 480 pp. Ref. 328. ISBN: 978-84-9048-903-1.
  • YEPES, V. (2023). Maquinaria y procedimientos de construcción. Problemas resueltos. Colección Académica. Editorial Universitat Politècnica de València, 562 pp. Ref. 376. ISBN 978-84-1396-174-3

 

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Tesis doctoral: Life cycle assessment applied to the sustainable design of prestressed bridges in coastal environments

Hoy 22 de noviembre de 2019 ha tenido lugar la defensa de la tesis doctoral de D. Ignacio J. Navarro Martínez titulada «Life cycle assessment applied to the sustainable design of prestressed bridges in coastal environments«, dirigida por Víctor Yepes Piqueras y José V. Martí Albiñana. La tesis recibió la calificación de «Sobresaliente Cum Laude» por unanimidad. Presentamos a continuación un pequeño resumen de la misma.

Resumen:

La sostenibilidad ha ido adquiriendo una presencia relevante en nuestra sociedad desde su primera definición en 1987 por parte de la Comisión Brundtland. Desde entonces, la comunidad científica ha llevado a cabo importantes esfuerzos en el desarrollo de normativas, herramientas y criterios para lograr diseños en esa línea. A pesar de ello, estos esfuerzos no han sido suficientes para lograr trazar un futuro realmente sostenible a corto plazo. Como respuesta al estado actual e insuficiente de desarrollo, las Naciones Unidas han establecido recientemente los Objetivos de Desarrollo Sostenible, los cuales deben alcanzarse en 2030. En dichos Objetivos se atiende explícitamente al papel de las infraestructuras, que se revelan como elementos clave para asegurar la consecución de los mencionados Objetivos. Sin embargo, a pesar de las relevantes implicaciones del diseño de infraestructuras, y a pesar de que la mayoría de las infraestructuras están diseñadas para servir a un grupo significativo de personas durante un periodo intergeneracional de tiempo, el diseño sostenible y resiliente de infraestructuras todavía carece de una metodología estandarizada que considere sus ciclos de vida desde una perspectiva holística. En la actualidad, tanto las metodologías de evaluación del ciclo de vida ambiental como las económicas muestran un estado de desarrollo relativamente maduro. Sin embargo, la dimensión social todavía se considera en estado embrionario, comprometiendo por tanto el empleo de métodos de evaluación multidimensionales de la sostenibilidad.

Flamante doctor junto con el tribunal (Salvador Ivorra, Juan José del Coz y Julián Alcalá) y los directores de tesis (Víctor Yepes y José V. Martí)

La presente tesis propone una metodología extendida basada en la norma ISO 14040 de enfoque puramente medioambiental para evaluar la sostenibilidad del ciclo de vida de las infraestructuras mediante la consideración simultánea y coherente de las tres dimensiones de la misma, a saber, el medio ambiente, la economía y la sociedad. Se propone aquí una nueva metodología para evaluar las infraestructuras desde la dimensión social, integrando al mismo tiempo dichas evaluaciones en un marco basado en la norma ISO 14040. A continuación, se aplica una técnica de toma de decisión multicriterio para integrar las tres perspectivas. Con el fin de tener en cuenta las incertidumbres no probabilísticas implicadas en la asignación de pesos al emplear dichas técnicas, se propone aquí un nuevo enfoque neutrosófico para la determinación de los pesos resultantes de la aplicación de la técnica AHP con grupos de decisores. Se ha considerado como caso de estudio el diseño sostenible de un puente de hormigón pretensado en un entorno costero para construir la metodología propuesta. El enfoque holístico en la evaluación de la sostenibilidad de las infraestructuras se revela esencial frente a las habituales evaluaciones basadas únicamente en la consideración de la dimensión medioambiental. Se ha observado que el mantenimiento preventivo resulta más sostenible a lo largo del ciclo de vida en comparación con las estrategias de mantenimiento reactivo. Esta tesis proporciona una guía para el diseño sostenible de estructuras de hormigón, aunque la metodología sugerida puede aplicarse a cualquier tipo de infraestructura.

Referencias:

NAVARRO, I.J.; YEPES, V.; MARTÍ, J.V. (2019). Sustainability assessment of concrete bridge deck designs in coastal environments using neutrosophic criteria weights. Structure and Infrastructure Engineering, DOI: 10.1080/15732479.2019.1676791

NAVARRO, I.J.; YEPES, V.; MARTÍ, J.V. (2019). A review of multi-criteria assessment techniques applied to sustainable infrastructures design. Advances in Civil Engineering, 2019: 6134803. DOI:10.1155/2019/6134803

NAVARRO, I.J.; MARTÍ, J.V.; YEPES, V. (2019). Reliability-based maintenance optimization of corrosion preventive designs under a life cycle perspective. Environmental Impact Assessment Review, 74:23-34. DOI:1016/j.eiar.2018.10.001

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. DOI:10.1016/j.jclepro.2018.06.110

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. DOI:1016/j.eiar.2018.05.003

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:3390/su10030845