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CIENCIA FIC REVISTA DE DIVULGACI Ł N CIENT¸FICA Y TECNOL Ł GICA FACULTAD DE INGENIER¸A CIVIL Universidad Autónoma de Nuevo León No. 1 semestral Enero - junio 2010 ®

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Revista Ingenieria

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

F A C U L T A D D E I N G E N I E R ¸ A C I V I LUniversidad Autónoma de Nuevo León No. 1 semestral Enero - junio 2010

®

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2 CIENCIA FIC No.1 enero - junio 2010

Consejo Editorial

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

F A C U L T A D D E I N G E N I E R ¸ A C I V I LUniversidad Autónoma de Nuevo León No. 1 semestral enero - junio 2010

Dr. Jesús Áncer Rodríguez

Rector

Ing. Rogelio G. Garza RiveraSecretario General

Dr. Mario César Salinas CarmonaSECRETARIO DE INVESTIGACIŁN, INNOVACIŁN Y POSGRADO

Dr. UbaIdo Ortiz MéndezSecretario Académico

M.I. Luis Manuel Aranda MaltezDirector de la Facultad de Ingeniería Civil

Dr. Pedro Leobardo Valdez Tamez

Subdirector de Estudios de Posgrado e Investigación, FIC

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

Dr. Luis Francisco Chapa GonzálezCoordinador General del Instituto de Ingeniería Civil „RRV‰

Dr. Gerardo Fajardo San Miguel Coordinador de Investigación, FIC

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

Portada: Presa Rompepicos, Corral de Palmas, Santa Catarina, Nuevo León, México Diseño: Armando LandoisFormato: M.C. José Alejandro Herrera González

Dr. Pedro Leobardo Valdez Tamez

Dr. Gerardo Fajardo San MiguelEditores

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3CIENCIA FIC No.1 enero - junio 2010

Contenido

CIENCIA FIC es una revista semestral, de difusión científi ca y tecnológica de la Facultad de Ingeniería Civil, sin fi nes de lucro, editada por la Subdirección de Estudios de Posgrado e Investigación a través de la Coordinación de Investigación.

Control de inundaciones en zonas urbanas, caso de estudio: Presa Rompe Picos “Corral de Palmas” ubicada en Santa Catarina, Nuevo León (México).

5

Efecto de la temperatura sobre los parámetros reológicos de morteros para hormigón auto compactante.

J. roncero, B. Barragán y R. Zerbino.

10

Stability characteristics of hydraulically placed mine tailings and power station fl y ash.

19

Construcción de curvas I-D-Tr, a partir de registros pluviométricos.GUERRA-COBI˘N V. H., FERRIÑO-FIERRO A. L., CAVAZOS-GONZ˘LEZ R. A., BRUSTER-FLORES J. L.

C.A. Charles-Cruz.

32

Estudio comparativo de dos métodos de preparación de soportes de -Al

2O

3 para su impregnación con metales.

A. Cruz-López, O. Vázquez Cuchillo, H. A. Hernández Jiménez, L. Bautista Carrillo, L. M. Torres Martínez.

40

Información para autores 51

Noticias 48

Editorial 4

6

16

22

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45

Adrian Leonardo Ferriño-Fierro, Víctor Hugo Guerra-Cobián, José Luis Bruster-Flores, Gerardo De Lira-Reyes, Ricardo Alberto Cavazos-González.

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Editorial

Las grandes ciudades modernas se enfrentan a la problemática del manejo sostenible de sus recursos hí-dricos, por lo que el desarrollo de la infraestructura hidráulica adecuada y eficiente se hace indispensable para ello.

El caso de Monterrey y su área metropolitana se encuentra inmerso en esta realidad. Urbe industrial por excelencia con más de 4 millones de habitantes, se enfrenta al reto diario de abastecer más de 250 litros dia-rios a cada uno de sus habitantes (Servicios de Agua y Drenaje de Monterrey I.P.D.). Para ello, se cuenta con fuentes de abastecimiento superficiales, las cuales constan de cuatro presas; así como subterráneas que son básicamente 120 pozos y otras fuentes. El vital líquido se bombea de las fuentes de abastecimiento a más de 200 m de altura, lo que significa un gran consumo de energía empleada en las estaciones bombeo.

Aunado a lo anterior, Monterrey se localiza en un valle rodeado de montañas con una orografía acciden-tada, lo cual genera gran cantidad de escurrimientos con velocidad importante de flujo que llegan, en ciertos lugares, a desbordar los afluentes naturales (ríos y arroyos) que cruzan la ciudad.

Esta situación se vuelve cada vez más crítica, ya que la mayor parte del suelo de la ciudad esta urbanizado, dejando insuficiente área para que se absorban los escurrimientos y se recarguen los acuíferos.

Por ello, se hace imprescindible que la ciudad cuente con instituciones educativas y centros de investiga-ción que generen los estudios necesarios para desarrollar la infraestructura adecuada para enfrentar este tipo de problemática.

Como parte de una solución integral, los gobiernos federal y estatal construyeron la llamada presa “Rom-pepicos”, ubicada en el cañón de la Huasteca, su función principal consiste en controlar y retardar los escu-rrimientos en el río Santa Catarina que cruza el área metropolitana de Monterrey. Esta estructura hidráulica permite contener y regular las crecientes provocadas asociadas a eventos climáticos extremos como por ejemplo los huracanes. Para su construcciónse diseñó un concreto especial compactado con rodillo, conocido como CCR, el cual tiene una mayor rapidez de colocación, bajo calor de hidratación, menor costo que los concretos convencionales. Para incrementar su durabilidad se emplearon adiciones minerales. La cortina es de tipo piramidal con una altura de 70 m y 240 m de corona, con capacidad para retener hasta 90 millones de metros cúbicos.

Esperamos que las autoridades continúen construyendo obras hidráulicas que minimicen los riesgos pro-vocados por lluvias intensas, lo anterior en base a un plan integral regional, y que a la vez puedan beneficiar a la población, asegurando principalmente el consumo humano, sin dejar a un lado la sustentabilidad del ecosistema.

Editorial

Dr. Pedro Leobardo Valdez Tamez

Dr. Gerardo Fajardo San Miguel

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5CIENCIA FIC No.1 enero - junio 2010

Ferriño-Fierro, Guerra-Cobián, Bruster-Flores, De Lira-Reyes, Cavazos-González

CONTROL DE INUNDACIONES EN ZONAS URBANAS, CASO DE

ESTUDIO: PRESA ROMPE PICOS “CORRAL DE PALMAS” UBICADA EN

SANTA CATARINA, NUEVO LEÓN (MÉXICO).

Adrian Leonardo Ferriño-Fierro1. Víctor Hugo Guerra-Cobián2. José Luis Bruster-Flores1. Gerardo De Lira-Reyes2.

Ricardo Alberto Cavazos-González1.

1 Departamento de Hidráulica del Instituto de Ing. Civil, 2 Centro Internacional del Agua. Facultad de Ingeniería Civil de la UANL, Av. Universidad s/n Ciudad Universitaria, San Nicolás de los Garza C.P. 66451 Nuevo León, Mé[email protected], [email protected], [email protected], [email protected], [email protected]

RESUMEN

Las Presas Rompe Picos (PRP) no son muy comunes, ya que su fi nalidad no es almacenar agua, sino evitar que esta cause daños a los centros de población. En el presente artículo se describe de manera general la PRP Corral de Palma y su funcionamiento hidráulico. Además, se da información sobre el funcionamiento de la PRP durante el evento extremo del huracán Emily del 2005.

Palabras clave: Presa Rompe Picos, Huracán Emily, Río Santa Catarina.

1. INTRODUCCIÓN

En México como en otros países, la falta de conocimiento del peligro por inundación en zonas urbanas alientan la ocupación de zonas aledañas a ríos (p. e. llanuras de inundación). Los asentamientos humanos quedan dentro de estas zonas, lo cual ocasiona que la población sea vulnerable a los fenómenos hidrometeo-rológicos, y en particular a los eventos extremos o atípicos.

Las inundaciones por desbordamientos de ríos son fenómenos normales que forman parte del comporta-miento de los mismos, y se incrementan cuando el hombre altera, interfiere o invade el curso natural de estos. Una inundación es el aumento acelerado del nivel de agua a lo largo de un río. Ocurren con gran rapidez generando caudales a gran velocidad que arrasan lo que encuentran a su paso. Además, pueden producir rompimientos de estructuras de control como por ejemplo las presas. También, pueden ocasionar el desgaja-miento de laderas que pueden generar represamiento de aguas, así como el colapso total de los sistemas de alcantarillado pluvial en las ciudades (Berga, 2006).

Por ejemplo, el área metropolitana de Monterrey (AMM) se ha desarrollado en ambas márgenes del río Santa Catarina, y a través de su historia se ha visto afectada por inundaciones (González, 1973). A pesar de no encontrarse cerca de la costa es azotada eventualmente por huracanes, que han dejado incalculables pér-didas humanas y materiales, tal es el caso del huracán Gilberto ocurrido en Septiembre de 1988, el huracán Emily en 2005 y más recientemente el huracán Alex.

Una manera de contener los escurrimientos pluviales provenientes de zonas de montañas (caso del AMM), es a través de estructuras reguladoras como las presas. En particular, el tipo de presas construidas para este fin son las llamadas Presas Rompe Picos (PRP), las cuales están diseñadas para regular la crecida disminuyendo el pico del hidrograma.

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CONTROL DE INUNDACIONES EN ZONAS URBANAS, CASO DE ESTUDIO: PRESA ROMPE PICOS

“CORRAL DE PALMAS” UBICADA EN SANTA CATARINA, NUEVO LEÓN (MÉXICO).

Por otro lado, debido a la posición geográfica del AMM y a los fenómenos mencionados, se construyó una PRP sobre el río Santa Catarina con la finalidad de amortiguar el pico de las avenidas provocadas por eventos asociados a huracanes.

El objetivo principal de los autores es dar a conocer la información sobre el diseño y construcción de la PRP, así como el comportamiento de la misma durante el evento ocasionado por el huracán Emily de 2007.

2. Metodología

El río Santa Catarina se origina en la Sierra Madre Oriental en los cañones de la Purísima, el Álamo y San Juan Bautista en el estado de Nuevo León (Figura 1). El río corre por un cañón con dirección Noroeste, hasta las proximidades de Santa Catarina, de la cual toma el nombre. En este punto cambia bruscamente de dirección hacia el Sureste pasando por la Ciudad de Monterrey hasta su confluencia con el río San Juan. El río Santa Catarina pertenece a la cuenca del río San Juan en la región hidrológica RH-24. El área de la cuenca hasta la salida del cañón de la Huasteca tiene una superficie aproximada de 1,050 km2 y hasta la estación hidrométrica Cadereyta II 1,804.7 km2, tiene una pendiente media de 39.75 %. El río principal fluye a través de una longitud de 158.4 km con una pendiente media de 0.9 %. La precipitación media anual en la cuenca varía entre 400 y 800 mm de lámina de agua.

Figura 1. Zona de estudio río Santa Catarina.

Con respecto a las lluvias máximas en 24 h ocurridas durante el huracán Gilberto, datos oficiales de la CONAGUA (Comisión Nacional del Agua) registraron en las estaciones climatológicas Las Comitas, El Pajo-nal, La Cruz y Agua Blanca lluvias del orden de 358, 326, 280 y 485 mm respectivamente. Así mismo, las estaciones Laguna de Sánchez y San José de las Boquillas registraron lluvias de 345 y 260 mm, todas estas dentro de la cuenca del Río Santa Catarina (Figura 2).

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Ferriño-Fierro, Guerra-Cobián, Bruster-Flores, De Lira-Reyes, Cavazos-González

Figura 2. Precipitaciones extremas en la cuenca del río Santa Catarina.

El objetivo específico de la presa es amortiguar las crecientes (disminuir los picos de las avenidas) provo-cadas por huracanes o lluvias de alta intensidad, con lo cual se pretende mitigar los daños a la población, y evitar inundaciones en el AMM.

De acuerdo con la geología del lugar y aprovechando las paredes naturales del cañón, se diseñó una corti-na de tipo piramidal con una profundidad de cimentación de 40 m y 70 m de altura de pared o cortina, base de 25 m de ancho y 240 m de corona. Cuenta con un ducto bajo rectangular de 6 m por lado que regulará las avenidas de mediana intensidad hasta de 860 m3s-1 y un vertedor de 60 m de ancho en su parte alta que permitirá regular el flujo hasta de 3,400 m3s-1 en conjunto.

La pared aguas arriba se construyó a base de precolados, y en la pared aguas abajo un talud escalonado de 60 cm de peralte. Esta cortina tiene la capacidad de retener hasta 90 millones de metros cúbicos. La cons-trucción de esta obra se programó en 2 etapas, la primera consistió en la cimentación de 40 m de profundidad considerando la capacidad de soporte del estrato inferior, iniciando en mayo del 2002 y finalizando en marzo del 2003. La segunda etapa, fue la construcción de la pared de la cortina de 70 m de altura iniciando en marzo del 2003 y finalizando en junio del 2004, siendo 26 meses la duración total de la construcción de la presa (DYCUSA, 2005).

En la etapa de construcción se presentaron diferentes problemáticas, tales como rocas de gran tamaño en la excavación, las cuales tuvieron que ser demolidas a base de explosivos, reubicación de un acueducto de 24” de diámetro y la red de energía eléctrica existente, pero la problemática más importante, fue el surgimiento de aguas subálveas así como la inundación provocada por el huracán Keith, en plena excavación utilizándose equipos de bombeo de gran capacidad para su desalojo y control.

En la construcción de la PRP se utilizó concreto compactado con rodillo (CCR), debido a su mayor rapidez de colocación, bajo calor de hidratación, menor costo que los concretos convencionales y fácil fabricación. Sin embargo, este tipo de concreto requirió de un estricto control de la calidad para asegurar que las resisten-cias reales fueran las esperadas. Así mismo se puso especial intención en todos los aspectos de unión con los

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CONTROL DE INUNDACIONES EN ZONAS URBANAS, CASO DE ESTUDIO: PRESA ROMPE PICOS

“CORRAL DE PALMAS” UBICADA EN SANTA CATARINA, NUEVO LEÓN (MÉXICO).

demás elementos integrantes de la cortina para evitar las grietas entre ellos por ser elementos con diferentes módulos de elasticidad, utilizando para esto concreto convencional de resistencia especial que funcionó como un elemento de unión.

La planeación de los procedimientos de construcción, así como la maquinaria utilizada para la fabricación, traslado y vaciado del concreto, hicieron posible llegar a una colocación de 4,500 m3 por día. Otro de los as-pectos utilizados en la construcción de esta presa fueron los sistemas de cimbra deslizante en la construcción del vertedor, los cuales se modularon en 6 tramos de 10 m de ancho con colados continuos de concreto por espacio de 48 h, estas cimbras estaban equipadas con bombas hidráulicas que permitieron su propia elevación del sistema, lo que permitió cumplir con los programas establecidos.

3. RESULTADOS

La avenida de diseño de la presa tiene las características de un tiempo pico de 4.30 h, gasto pico de 5943 m3s-1 y tiempo base de 31 h y esta responde a un análisis de frecuencias cuyos datos contemplan el generado por el huracán Gilberto.

En la Figura 3 se presentan las graficas del hidrograma de entrada y salida al funcionar la presa, la curva de capacidades área, así como la ley de descargas al conjugarse el orificio bajo y vertedor. La descarga máxima de la presa por sus obras de excedencia es de 3400 m3s-1, lo cual indica que reduce el gasto pico en un 43% y lo retarda alrededor de 12 h.

Figura 3. Funcionamiento hidráulico de la PRP para el evento del huracán Emily.

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Ferriño-Fierro, Guerra-Cobián, Bruster-Flores, De Lira-Reyes, Cavazos-González

Figura 4. Vista aérea de la PRP Corral de Palmas después del evento del huracán Emily.

4. CONCLUSIONES

Este tipo de obras hidráulicas son poco comunes por su elevado costo y funcionamiento solo en grandes eventos extraordinarios, no almacenan agua para ningún uso solo la retienen temporalmente para reducir el pico de las crecientes (Figura 4), pero cuando las zonas urbanas que protegen son tan grandes y motores de desarrollo de un país o región es importante que se vea como una inversión de seguridad a la comunidad y no como un gasto excesivo. El costo total de esta obra fue del orden de 46 millones de dólares, un costo que vale la pena, ya que se han invertido mayores cantidades a lo largo de la historia de esta zona urbana en remediación de daños por inundaciones.

Finalmente, la presa cumplió con su objetivo ya que el 20 de julio del 2005 ocurrió el huracán Emily con trayectoria semejante a Gilberto, pero este huracán no se presentó con la intensidad de lluvia requerida para hacer funcionar el vertedor y solo se reguló alrededor de 10,000,000 m3, haciendo descargar la presa sólo por el ducto inferior, regulando la creciente y mitigando totalmente los riesgos de inundación en la AMM. En la Figura 3 se observa una imagen de la presa horas después de este evento.

REFERENCIAS

1. Berga, L. (2006). “El papel de las presas en la mitigación de las inundaciones. The role of dams in fl ood mitigation”. Revista Ingeniería Civil, CEDEX, ISBN 0213-8468, Edición Nº 144, pp. 7-13, Enero 2007.

2. Desarrollo y Construcciones Urbanas, S.A. DE C.V. (DYCUSA), http://www.dycusa.com/ consulta realizada en noviembre de 2007.

3. González, G. R. (1973). La lluvia en Monterrey, Nuevo León. Estudio cronológico y probabílistico. Boletín bimestral de la división de ciencias agropecuarias y marítimas de ITESM. 147:1-7.

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EFECTO DE LA TEMPERATURA SOBRE LOS PARÁMETROS REOLÓGICOS DE MORTEROS PARA HORMIGÓN

AUTOCOMPACTANTE.

EFECTO DE LA TEMPERATURA SOBRE LOS PARÁMETROS

REOLÓGICOS DE MORTEROS PARA HORMIGÓN AUTO

COMPACTANTE.

J. roncero1,B. Barragán2 y R. Zerbino3

1 BASF Construction Chemicals España S.L., 2 Dpto. de Ingeniería de la Construcción, Universitat Politècnica de Catalunya, España, 3 CONICET-LEMIT-Facultad de Ingeniería UNLP, La Plata, Argentina.

RESUMEN

La temperatura ambiental puede alterar signifi cativamente el comportamiento, en fresco, del Hormigón Autocompactante (HAC) y, por tanto, afectar la calidad durante la producción. En este trabajo se presentan los resultados de un estudio experimental en el que se evaluó el efecto de la variación de la temperatura dentro de un amplio intervalo (10-40º C), sobre las propiedades del mortero en estado fresco Para ello se tomaron como referencia las proporciones de los materiales componentes empleadas para preparar HAC. La evaluación contempla el análisis de los parámetros reológicos básicos (tensión umbral y viscosidad) y ensayos ingenieriles (mesa de sacudidas modifi cado). Los resul-tados muestran una gran infl uencia de la temperatura, tanto en la viscosidad plástica, como en el valor de la tensión umbral, lo que permite concluir que su efecto no debe despreciarse a la hora de producir HAC.

1 Introducción

Al igual que en el hormigón convencional, en el hormigón autocompactante (HAC) la temperatura, el tiempo de espera y las condiciones en las que se mantiene el material durante ese tiempo de espera (reposo o agitación), afectarán significativamente la trabajabilidad o autocompactabilidad del hormigón. Al estudiar los efectos de estos parámetros, conjunta o separadamente, se observó una notable influencia de dichos condi-cionantes sobre diferentes tipos de HAC (Zerbino et al., 2006).

Es habitual que, debido fundamentalmente a los distintos tipos de cementos, adiciones y aditivos químicos que pueden emplearse en la fabricación del hormigón, no pueden generalizarse los diferentes comportamien-tos recogidos en la bibliografía, siendo necesario realizar evaluaciones en función de los materiales con los que realmente se trabajará. En este sentido, los ensayos sobre morteros representan una herramienta sencilla para poder evaluar rápida y efectivamente la respuesta de las diferentes combinaciones.

Los efectos de la temperatura sobre la tensión umbral y la viscosidad de los morteros, y la influencia del tipo de cemento y superplastificante, han sido estudiados anteriormente; por ejemplo se ha verificado una importante influencia de la temperatura sobre los parámetros reológicos, incluso mostrando resultados ambiguos para diferentes combinaciones superplastificante-cemento (Golaszewski, 2006). A partir de otros estudios (Hammer y Wallevik, 2005) surgió que no se debe esperar que la consistencia de una pasta esté directamente relacionada con la del hormigón obtenido con la misma, sin embargo es de esperar una mejor correlación entre los parámetros reológicos del mortero y del hormigón elaborado con el mismo conjunto de materiales.

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J. roncero, B. Barragán y R. Zerbino

Si bien la potencia de las medidas reológicas obtenidas mediante viscosímetros es indiscutible (aún con la variabilidad que existe entre los resultados de diferentes equipos), los ensayos ingenieriles resultan de gran interés práctico, ya que muchas veces brindan valores posibles de ser relacionados con los parámetros reoló-gicos básicos, como lo son la tensión umbral y la viscosidad plástica.

En este trabajo se estudia la influencia de la temperatura, el transcurso del tiempo y las condiciones de mantenimiento, sobre la fase mortero de dos mezclas de HAC. Cabe notar que sobre dichos hormigones se realizaron estudios equivalentes, que se presentan en forma paralela (Zerbino et al., 2008), trabajando con valores de temperatura similares y los mismos tipos de materiales componentes. Entre los resultados se inclu-yen los parámetros reológicos obtenidos mediante un reómetro y se analizan conjuntamente con el comporta-miento observado en el ensayo de la mesa de sacudidas, pero, en este caso, sin imprimir golpes. De manera general, se ha observado que la temperatura ambiental y de los materiales tiene una gran influencia sobre las propiedades en fresco del mortero y especialmente sobre su evolución en el tiempo; que los parámetros reo-lógicos varían significativamente en el tiempo por el efecto de la temperatura y que la presencia de agitación modifica las propiedades en estado fresco.

2 DETALLES EXPERIMENTALES

Los morteros fueron preparados empleando los mismos materiales y tomando en consideración las propor-ciones utilizadas en dos HACs (Zerbino et al., 2008). Según se indica en la Tabla 1, estas mezclas difieren básicamente en el tamaño máximo del árido utilizado. Se emplearon áridos calizos de machaqueo, cemento CEM I 42.5R y dos superplastificantes diferentes, ambos de base policarboxilato, designados como SP1 (Gle-nium C355) y SP2 (Glenium C303 SCC). La principal diferencia entre ambos aditivos radica en que mientras SP1 es un superplastificante puro, SP2 incorpora en su formulación un aditivo modificador de viscosidad (cohesionante) con el fin de mejorar la estabilidad frente a segregación y/o exudación.

Conforme muestra la Tabla 1, para fabricar los HAC se había empleado una mezcla de dos arenas de tamaños 0-2 mm y 0-4 mm en las proporciones 64 % y 36 %, respectivamente. La granulometría de dichas arenas y la curva compuesta se muestran en la Figura 1. Para realizar los estudios sobre morteros, las arenas se mezclaron en la proporción indicada y, posteriormente, la mezcla se tamizó con un tamiz de 2 mm, ya que es el tamaño máximo de partícula que admite el reómetro.

Tabla 1. Proporciones (kg/m3) de los hormigones (Zerbino et al. 2006) empleados como referencia para preparar los morteros.

Tipo de HormigónHAC-12 HAC-20

CEM I 42.5R 362 334

Filler 109 100

Arena 0-2 mm 710 602

Arena 0-5 mm 398 337

Grava 5-12 mm 526 447

Grava 12-18 mm --- 328

Agua 181 167

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EFECTO DE LA TEMPERATURA SOBRE LOS PARÁMETROS REOLÓGICOS DE MORTEROS PARA HORMIGÓN

AUTOCOMPACTANTE.

Para evaluar los parámetros reológicos de los morteros se empleó un reómetro Viskomat NT de Schlei-binger, con control de temperatura mediante recirculación de agua. La Tabla 2 muestra la dosificación de los morteros obtenida con base en la de los hormigones indicados en la Tabla 1, considerando la fracción de las arenas menor que 2 mm.

Se adoptaron como temperaturas de ensayo las de 10, 20, 30 y 40 ºC. Los materiales se mantuvieron 24 horas a la temperatura de ensayo, previo a la realización de los mismos.

Los morteros se prepararon a la temperatura ambiente y, una vez fabricados, se mantuvieron a la tem-peratura requerida en nevera o estufa, según procedía. Se evaluó la evolución, durante 60 minutos, de las propiedades en fresco, considerando dos situaciones diferentes: agitación constante y reposo. Los morteros mantenidos en reposo fueron agitados durante 1 minuto, antes de cada medida.

La fluidez se determinó empleando el método de la mesa de sacudidas (UNE 83811), midiendo el diá-metro medio del mortero una vez levantado el cono, con la diferencia de que el mortero no fue compactado

Tabla 2. Composición de los morteros (kg/m3).

CEM I 42.5R 527

Mezcla de Arenas 0-2/ 0-5 mm con Ø < 2 mm 1449

fi ller 158

Agua 255 (a/c = 0.48)

Superplastifi cante 11 (sp/c = 2.09%)

Figura 1. Distribución granulométrica de las arenas para fabricar los morteros.

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J. roncero, B. Barragán y R. Zerbino

mediante golpes, como se describe en la norma. Los resultados se expresan como porcentaje de consistencia, tal y como indica la norma.

En los ensayos con el reómetro, el mortero se somete a una velocidad de giro creciente, hasta 150 rpm en 3 minutos; donde, además, se consigue estabilizar la temperatura mediante recirculación de agua. La medi-ción de los parámetros reológicos se realizó empleando la rampa decreciente, cuya duración es también de 3 minutos. Todas las determinaciones, tanto la mesa de sacudidas como los parámetros reológicos, se realizaron al finalizar el mezclado, a los 30 y a los 60 minutos.

3 RESULTADOS Y DISCUSION

3.1 La consistencia

Los resultados de consistencia obtenidos con la mesa de sacudidas, para los dos superplastificantes estu-diados y su evolución en el tiempo, se muestran en la Figura 2. Es posible observar que, con ambos aditivos, se da el fenómeno de refluidificación a bajas temperaturas, siendo más acusado en presencia de agitación, especialmente a 20° C. Este fenómeno se manifiesta por un aumento de la consistencia del mortero, especial-mente durante los primeros 30 minutos después de su fabricación y esto se atribuye a una lenta adsorción del aditivo superplastificante sobre las partículas de cemento. En los morteros preparados a 10° C se mantiene la fluidez, aún a los 60 minutos, mientras que los expuestos a 20° C comienzan a perder fluidez luego de 30 minutos.

También se aprecia que la fluidez a 10° C fue menor que a 20° C, lo que resulta consistente con las ob-servaciones de otros autores (Pellerin et al, 2005) y con los resultados sobre HACs elaborados con el mismo tipo de materiales (Zerbino et al., 2008). Por encima de los 20° C, la consistencia inicial se mantiene prácti-camente constante.

A temperaturas superiores a los 30° C no se observa el fenómeno de refluidificación y los morteros expe-rimentan, como era de esperar, una notable pérdida de consistencia con el tiempo. En general, en presencia de agitación constante, la pérdida de consistencia es mucho mayor que en el caso de los morteros que se mantienen en reposo; este hecho ha de tenerse en consideración para el uso y la aplicación del HAC.

3.2 Los parámetros reológicos

Los parámetros reológicos se evaluaron al mismo tiempo que la consistencia. La Figura 3 muestra el efecto de la temperatura en el comportamiento reológico de los morteros preparados con los dos superplastificantes, justo después de su fabricación. Se observa que la temperatura influye significativamente en la viscosidad plás-tica (relacionada con la pendiente del gráfico momento torsor-velocidad), sin afectar tanto la tensión umbral (relacionada con la ordenada en el origen). Estos resultados siguen una tendencia similar a la anteriormente observada sobre los HAC (Zerbino et al., 2006 y 2008).

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EFECTO DE LA TEMPERATURA SOBRE LOS PARÁMETROS REOLÓGICOS DE MORTEROS PARA HORMIGÓN

AUTOCOMPACTANTE.

Figura 2. Evolución de la consistencia de los morteros, en función de la temperatura de ensayo, en presencia o no de agitación y de algún tipo de superplastifi cante.

Figura 3. Curvas del momento torsor vs. la velocidad de giro de los morteros fabricados con los superplastifi cantes SP1 y SP2, justo después de su fabricación.

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J. roncero, B. Barragán y R. Zerbino

En la Figura 4 se muestra, a modo de ejemplo, la evolución durante 60 minutos de la respuesta reológica del mortero preparado con SP1 y sometido a de agitación constante. Se aprecian pocos cambios a 10° C, con ligeras modificaciones en los parámetros reológicos durante la primera hora; a los 20°C se verifica un incremento de la viscosidad y de la tensión umbral entre las curvas obtenidas a 30 y a 60 minutos, mientras que en los expuestos a 30 ó 40° C se verifica un cambio substancial en las medidas del reómetro.

Una rápida observación permite verificar que el efecto de la temperatura en las propiedades en estado fresco es notable, tanto en la consistencia (Figura 2) como en los parámetros reológicos. Como era previsible, el efecto fue más significativo a altas temperaturas. Para facilitar el análisis, en las Figuras 5 y 6 se representan con base en las curvas del momento torsor vs. la velocidad, obtenidas mediante el reómetro, para los mor-teros con SP1 y SP2 respectivamente, la evolución de la ordenada en el origen (relacionada con la tensión umbral) y de la pendiente (relacionada con la viscosidad plástica).

Considerando cada mortero, se observa poca variación en el tiempo de la ordenada en el origen, durante los primeros 30 minutos, en especial, en los morteros a menor temperatura. Posteriormente, el valor se mo-difica a medida que pasa el tiempo y a mayor temperatura. También se verifica el efecto significativo que tiene la agitación sobre la viscosidad. Se aprecian diferencias importantes en la pendiente de las curvas momento torsor vs. velocidad, cuando se las compara con los mismos morteros mantenidos sin agitación. Sin embargo, como también lo muestran las Figuras 5 y 6, la agitación no influye de forma tan marcada en la ordenada en el origen (tensión umbral), confirmando los resultados obtenidos a nivel de HAC (Zerbino et al. 2006 y 2008).

El fenómeno de refluidificación indicado por un aumento de consistencia de los morteros durante los pri-meros 30 minutos, que fuera especialmente observado cuando el material fue expuesto a baja temperatura, se puede relacionar, en el nivel reológico, con una disminución de la tensión de corte umbral. El efecto se observa con claridad en los morteros con SP2 mantenidos con agitación a 10° C.

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EFECTO DE LA TEMPERATURA SOBRE LOS PARÁMETROS REOLÓGICOS DE MORTEROS PARA HORMIGÓN

AUTOCOMPACTANTE.

Comparando morteros expuestos a diferentes temperaturas, se observa que la ordenada al origen tiende a disminuir entre 10 y 40 ºC. En general, no se encontraron marcadas diferencias entre los dos aditivos em-pleados; sin embargo, mientras la pendiente inicial de las curvas es similar en los morteros con SP1 (crece ligeramente a 40 ºC sin agitar y posee un mínimo para 20 ºC agitado, (Figura 5) esta muestra una tendencia creciente con la temperatura en los morteros con SP2 (Figura 6).

En síntesis, los resultados confirman que la temperatura constituye un factor que puede incrementar cierta variabilidad en las propiedades de morteros y HAC. Los cambios durante la primera hora parecen ser menores a temperaturas intermedias, en este caso, 20 ºC. Para temperaturas más elevadas, se encontraron valores de tensión umbral decrecientes y niveles de consistencia y viscosidad similares; sin embargo, dichas propiedades se modifican rápidamente a lo largo del tiempo; en especial, si las mezclas se mantienen agitadas. En el otro extremo, a bajas temperaturas puede ocurrir una refluidificación que se contrapone a la pérdida de fluidez tí-pica de las mezclas con cemento portland. La influencia de ambos fenómenos no es independiente del estado de agitación y, consecuentemente, también es previsible una mayor variabilidad a bajas temperaturas.

Figura 4. Curvas del momento torsor vs. la velocidad de giro del mortero fabricado con el superplastifi cante SP1 a 10, 20, 30 y 40º C y su evolución durante 60 minutos.

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17CIENCIA FIC No.1 enero - junio 2010

J. roncero, B. Barragán y R. Zerbino

Figura 5. Evolución en el tiempo de la ordenada en el origen y de la pendiente de las curvas del momento torsor vs. la velocidad de giro de morteros fabricados con SP1.

Figura 6. Evolución en el tiempo de la ordenada en el origen y de la pendiente de las curvas del momento torsor vs. la velocidad de giro de morteros fabricados con SP2.

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18 CIENCIA FIC No.1 enero - junio 2010

EFECTO DE LA TEMPERATURA SOBRE LOS PARÁMETROS REOLÓGICOS DE MORTEROS PARA HORMIGÓN

AUTOCOMPACTANTE.

4 CONCLUSIONES

Se estudió el efecto de la temperatura y de las condiciones de mantenimiento, durante la primera hora, en el comportamiento reológico de morteros característicos de HAC. Dentro del intervalo de los parámetros, los materiales y las variables estudiadas, se pueden extraer las siguientes conclusiones:

- La temperatura ambiental y la de los materiales tiene una gran influencia sobre las propiedades, en fresco, del material y especialmente sobre su evolución en el tiempo. En este sentido, las temperaturas bajas (< 20 ºC) pueden favorecer fenómenos de refluidificación que pueden justificarse, con base en una menor velocidad de adsorción del aditivo superplastificante sobre las partículas de cemento. Las temperaturas altas (> 30 ºC) pueden aumentar la fluidez inicial, pero favorecen la pérdida de movilidad con sus consecuentes implicaciones prácticas, de gran relevancia para el HAC.

- Los efectos se verificaron tanto en determinaciones de tipo ingenieril (ensayo de consistencia) como en la respuesta reológica (reómetro). Los parámetros reológicos variaron significativamente en el tiempo, conforme con la variación de temperatura. Tanto la viscosidad plástica como la tensión umbral aumentaron durante la primera hora, aunque en los primeros 30 minutos, el efecto sobre la viscosidad fue más notorio.

- Las condiciones de mantenimiento de las mezclas influyen significativamente sobre las propiedades en estado fresco. Se encontró que, en especial, la viscosidad plástica se modifica en mayor medida cuando los morteros se someten a agitación periódica.

5 Agradecimientos

Los autores agradecen el soporte brindado a través del proyecto de investigación “Habitat 2030. Ma-teriales y componentes” (PSS 11-2005, PSE-380000-2006-4, PSE-380000-2007-1) financiado por el Ministerio de Educación y Ciencia.

Referencias

1. GOLASZEWSKI, J. (2006). Effect of temperature on rheological properties of superplasticized cement mortars, en ACI SP 239, pp. 423-440

2. HAMMER T.A. y WALLEVIK, J.E. (2005). On the correlations between rheology of paste, mortar and concrete, en Proc 2nd North American Conference on the Design and Use of Self- Consolidating Concrete and 4th Int RILEM Symposium on Self-Compacting Concrete, Ed. S.P. Shah,. pp 615-620.

3. ZERBINO, R., AGULLÓ, L., BARRAGÁN, B., GARCIA, T. y GETTU, R. (2006). Caracterización reológica de hormigones autocompactables, ed. Dept. Ingeniería de la Construcción, Universitat Politècnica de Catalunya. ISBN: 84-87691-40-4.

4. ZERBINO, R., BARRAGÁN, B., GARCIA, T., AGULLÓ, L. y GETTU, R. (2008). Efectos de la temperatura sobre los parámetros reológicos y propiedades ingenieri-les del hormigón autocompactante, en Proc 1er Cong Español sobre Hormigón Autocompactante.

5. PELLERIN, B., MAITRASSE, P. y MICOLLIER, S. (2005). Improving consistency of SCC rheological behavior by means of appropriate admixturization, en Proc 2nd North American Conference on the Design and Use of Self-Consolidating Concrete and 4th Int RILEM Symposium on Self-Compacting Concrete, Ed. S.P. Shah,. pp. 17-23.

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C.A. Charles-Cruz

STABILITY CHARACTERISTICS OF HYDRAULICALLY PLACED MINE

TAILINGS AND POWER STATION FLY ASH

C.A. Charles-Cruz

School of Civil Engineering, Autonomous University of Nuevo Leon, Mexico (FIC-UANL)Researcher of the National Researchers Systems-Candidate LevelMember of the Concrete Technology Academic Body (FIC-UANL)

RESUMEN

Las partículas de desecho, dentro de los intervalos de tamaño de limo fi no, tienen una disposición fi nal en la que frecuentemente se mezclan con agua para formar un lodo que se bombea a depósitos donde ocurre la sedimentación de los sólidos. El ‘suelo’ que resulta de esta operación tiene una estructura muy suelta, que lo hace difícil extraer muestras y realizar pruebas. Existe un interés diverso en el comportamiento de estos materiales, por ejemplo, para el desarrollo posterior de áreas en las que se encuentran depositados.

Este artículo describe la preparación de muestras muy sueltas de ceniza volante y de jales de minería de la producción de fl uorita, en un intento por replicar la estructura de los rellenos depositados hidráulicamente. También se presentan aquí resultados parciales del programa de pruebas triaxiales rea-lizadas en estos materiales. Se describen las difi cultades de la preparación de las muestras, así como de la medición del emax. Se discute el uso del índice de dilatancia propuesto por Bolton (1986) para describir el comportamiento de estos depósitos y se concluye que podría necesitar cierta adaptación para su uso en estos materiales. El material presenta diversos grados de inestabilidad cuando se sujeta a cargas no drenadas, lo cual puede depender del nivel de esfuerzos normales, de la forma de las partículas y de la distribución de los tamaños.

Palabras clave: rellenos hidráulicos, licuación, dilatancia, índice relativo de dilatancia.

ABSTRACT

Fine silt-sized waste particles are often disposed of by being mixed with water, pumped to a void and allowed to sediment. The resulting ‘soil’ has a very loose structure which makes it diffi cult to sample and test. There is interest in the behavior of these materials, e.g. for redevelopment.

This paper describes the preparation of very loose samples of pulverized fuel ash and mine tailings from fl uorspar production, in an attempt to replicate the structure of hydraulically deposited fi lls. The preliminary results of triaxial tests are also presented.

Diffi culties in sample preparation and measuring emax are described. The use of Bolton’s (1986) relative dilatancy index to describe the behavior of such deposits is discussed and it is concluded that it may need adapting for use with these materials. The materials display varying degrees of instability in undrained loading that may be dependent on stress level, and particle shape and size distribution.

Keywords: hydraulic fi lls, liquefaction, dilatancy, relative dilatancy index.

INTRODUCCIÓN

Hydraulically placed fills are a common form of disposal for industrial operations that generate large amounts of fine-grained inert solid waste. Such wastes are mixed with water, and pumped as flowable slurry into impoundments. An inherent characteristic of the freshly sedimented material is its very open and loose structure.

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STABILITY CHARACTERISTICS OF HYDRAULICALLY PLACED MINE TAILINGS AND

POWER STATION FLY ASH

Interest arises in the behavior of these very loose deposits both when evaluating the stability of impound-ment facilities, and when considering the redevelopment potential of disposal sites. For this reason, there is great interest in the classification, shear strength and compressibility behavior of such fills.

This paper presents the results of index and triaxial tests on two hydraulically placed fill materials: calcium fluoride (fluorspar) mine tailings from Glebe Mine, Chesterfield, Derbyshire and pulverized fuel ash (PFA) from Skelton Grange, Leeds, West Yorkshire. These materials were selected as representing two extremes of particle shape: angular and rounded. Due to the very loose nature of the deposits it was not possible to recover even notionally undisturbed samples for testing; therefore water pluviation of either initially dry material or slurry was used to prepare samples for consolidation and triaxial testing.

BACKGROUND

Interest in the geotechnical behavior of hydraulic fills may be broadly categorized as design and optimiza-tion of production and impoundment sites, environmental impact and environmental risks of impoundments (including embankment safety), hydrogeological issues, and site reuse. These materials are typically of silt size. Difficulty in investigating the geotechnical properties of hydraulic fills lies also in their heterogeneity. Variations over time arise due to changes in the mineral composition of the parent rock, the minerals being extracted and the methods of separation (crushing, grinding, use of surfactants, etc.). In addition, the type of slurry deposi-tion (single point discharge or multiple point discharge) influences spatial variations within the impoundment. This variability will affect the analysis of one site but also makes comparison between sites very difficult.

The geotechnical properties of several different types of tailings can be found in the literature, including alumina red mud, copper tailings (Qiu and Sego, 2001), gold tailings (Stone et al., 1994), and bauxite (Con-soli and Sills, 2000). These papers focus on consolidation characteristics, hydraulic conductivity and liquefac-tion susceptibility, due to their importance in impoundment design.

The study of the engineering characteristics of PFA as a general fill can be traced back to the work on the use of PFA as an embankment material by Raymond (1958) and Knight (1960). McLaren and DiGioia (1987), Gray and Lin (1972), Leonards and Bailey (1982), Martin et al. (1990), Toth et al. (1988), Parylak (1992), Okumura et al. (1996) and Trivedi and Sud (1999b) also describe the use and engineering properties of PFA. There has also been work on the collapse behaviour of loose PFA deposits (Henau and Thijs, 1985; Trivedi and Sud, 1999a).

It can be very difficult to take undisturbed samples of hydraulically placed fill because any disturbance (including stress relief at the bottom of a cased borehole) can lead to strength loss in loose non-cohesive de-posits, and instability of the base of any borehole. Where the fill is very loose it is impossible to recover even notionally undisturbed samples for laboratory testing, which can hinder the correct characterization of such deposits. Correlation between field and laboratory tests has been attempted to overcome this limitation; e.g. seismic cone penetration testing (SCPT) by Woeller, et al. (1996), piezocone testing by Davies (1999), and cone penetration testing (CPT) by Cousens and Stewart (2003) and Stewart et al. (in press). Another approach to this difficulty has been to calibrate theoretical/ numerical models using either centrifugal model tests (Stone

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C.A. Charles-Cruz

et al., 1994) or field studies (Consoli and Sills, 2000). Theoretical modeling studies using large strain conso-lidation theory have been conducted by Cargill (1984) and Seneviratne et al. (1996).

Hydraulically placed fills and embankments are susceptible to liquefaction under monotonic or cyclic loads (see e.g. Fourie et al., 2000; Ishihara, 1993). As generally defined, liquefaction is a sudden loss of shear strength due to a rapid increase in pore water pressure. The study of liquefaction phenomena in sands has been extensive and there are a variety of empirical and theoretical approaches to assess liquefaction potential (Ng et al., 2004; Verdugo and Ishihara, 1996). However, there has been less research on the effect of fines in the liquefaction process and on the study of this phenomenon for silty or clayey soils. Finn et al. (1994) at-tempt to summarise the effects of fines content on liquefaction resistance for both non-plastic and plastic fine grained soils. According to their guidelines, for non-plastic fines, there is an increase in liquefaction resistance for a silty sand compared to clean sand with same normalized standard penetration resistance (N1)60, there is a decrease in liquefaction resistance with increasing fines content for materials with same gross void ratio, and materials with the same void ratio in the sand skeleton have the same liquefaction resistance. For the case of plastic fines, the modified Chinese criteria (after Finn et al., op. cit.) suggest that soils that satisfy all four requirements, ie;

• % finer than 0.005 mm ≤ 10%• Liquid limit ≤ 36%• Natural water content ≥ 0.92 LL• Liquidity index, IL ≤ 0.7

are susceptible to liquefaction. Yamamuro and Lade (1998) suggest that unlike the behaviour of clean sands, where susceptibility to liquefaction increases with confining stress, the liquefaction resistance of silty sands can initially increase with confining stress. This is attributed to the silt particles producing meta-stable structures at low confining stress. Thevanayagam (1998) suggest a categorisation of behaviour of silty sands with varying degrees of fines to which different structures and grain to grain contact may lead to different un-drained behaviours, including limited instability and even liquefaction. Guo and Prakash (1999) suggest that soil fabric and aging seem to slow down pore pressure generation and that a higher percent of plastic fines may increase the liquefaction resistance of silty soils.

SITE AND MATERIAL DESCRIPTION

Glebe Mine Tailings

Fluorspar (calcium fluoride) is the only major source of fluorine and is also used in the production of a wide range of industrial products, such as pharmaceuticals, glass, plastics (Notholt, 1971). Glebe Mine is located in Stoney Middleton, near Chesterfield, Derbyshire. Operations on site consist of fluorspar mining, processing and tailings disposal.

Fluorspar extraction is undertaken by crushing the parent rock which is then processed as a slurry so that different minerals can be separated gravimetrically using detergents. The resulting tailings are mainly compo-sed of barites (40%), limestone (33%) and silica (25%). A summary of the Geotechnical properties of Glebe

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STABILITY CHARACTERISTICS OF HYDRAULICALLY PLACED MINE TAILINGS AND

POWER STATION FLY ASH

Mine tailings is given in Table 1. A scanning electron micrograph (SEM) is shown in Figure 1a, which shows occasional subangular coarse particles and the predominantly angular and plate-like finer particles (D50=4m).

The active disposal lagoon at the site is sub-divided, with one half being used as an active sluicing pond, while the partially dewatered tailings are being recovered from the other half. The excavated material is used as back-fill within the active open cast mine. This releases lagoon capacity and creates a sustainable waste cycle at the mine. The bulk remoulded tailings samples used in this study were taken from the latter area of the lagoon.

Skelton Grange PFA

PFA, or fly-ash, is a waste from pulverized coal combustion for electricity generation. It is the fine residue that is collected by mechanical or static precipitators. PFA is often transported locally by producing a water-based slurry which is pumped into sedimentation lagoons for disposal. Once in the lagoon, the PFA quickly settles out to form a particulate mass while the water drains away. PFA particles are typical spherical, ranging in diameter from >1m to 150m, and due to the rapid cooling of the flue gases, consist primarily of non-crystalline particles or glasses (about 80%) and only a small amount of crystalline material (Cabrera et al., 1986). An SEM image of Skelton Grange PFA is shown in Figure 1b, where the mainly spherical particles can be observed. Amorphous particles in Figure 1b are assumed to be unburned carbon.

For this study, PFA was obtained from the Skelton Grange lagoons in Leeds, West Yorkshire, where a landfill is currently being constructed over the 50 m deep PFA lagoon. Details of the site and previous field investiga-tions are included in Cousens and Stewart (2003) and Stewart et al. (2005). Figure 2 shows an aspect of the Skelton Grange Landfill Site, where PFA is the underlying strata and the embankment material and of Glebe mine tailings lagoon.

Figure 1: SEM images of (a) Glebe Mine Tailings and (b) Skelton Grange PFA.

(a) (b)

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C.A. Charles-Cruz

Although in previous investigations this material was catalogued as a low plasticity silt (Stewart et al., 2005), the material used in this investigation was classified as non-plastic silt. Skelton grange PFA is classified as type F (low carbonate) according to BS-BN450. A summary of PFA characteristics is included in Table 1.

Figure 2: Photograph of (a) Skelton Grange Site, Leeds, UK, November, 2005; (b) Discharge lagoon (active) on Glebe Mine, Chesterfi eld, UK, April, 2003 (reproduced from Charles-Cruz, 2007).

Table 1. Material Properties

emax* determined by water sedimentation, other tests conducted in accordance with BS1377(1990): Parts 2 &4

(a) (b)

PL/LL

Gs D50

(m)D60/D10 Fines Con-

tent (%)emin emax emax* Morphology

Glebe Tailings 20.9/ 23.2 2.90 4 40 40 0.51 1.38 1.38 Angular fl akes

Skelton Grange PFA

NP/ 41.4 2.30 15 7 5 0.55 0.98 1.62 Spherical or rounded

EXPERIMENTAL METHODS

All testing was conducted at 21+1ºC. Classification, consolidation, undrained and drained triaxial stren-gth tests were performed generally in accordance with BS1377(1990), sections 2, 4, 7 and 8, respectively. However, minor variations from the standard procedures were necessary for the consolidation and shear tests so that the very high void ratios found in hydraulic fills could be replicated using an appropriate deposition process during sample preparation.

Triaxial compression tests were conducted in standard Wykeham Farrance 38mm triaxial cells equipped with 3kN submersible load cells, and “Imperial College” type volume change units measuring the change in cell fluid volume. The accuracy of individual measurements are estimated to be +1 kPa for pressure, +1 kPa

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STABILITY CHARACTERISTICS OF HYDRAULICALLY PLACED MINE TAILINGS AND

POWER STATION FLY ASH

deviator stress, +0.005 mm for displacement, +0.025ml for volume change. Hence the accuracy of the axial and volumetric strain measurements is better than +0.03%.

Sample preparation was by sedimentation (See Figure 3). A rubber membrane was attached to the pedes-tal and surrounded by a 38 mm split-mould secured with a rubber band. Instead of adopting the common practice of rolling the membrane back onto the mould, a short 54mm ID metal tube was inserted inside the membrane to sit about 5mm above the top of the mould. Subsequently a 15 cm long plastic extension tube was inserted through the metal tube to lightly contact the split mould and make a perfectly adequate water seal against the short length of exposed membrane.

To avoid size segregation problems that can occur with incremental water pluviation (Vaid et al., 1999), samples were prepared as a slurry with a moisture content of ~52%. This was shaken and rapidly poured into the mould and allowed to settle. The volume of slurry required for the correct sample height was found by trial and error. Then the cap was very carefully placed and initially fixed by a thin rubber band so that a small suction could be applied (~10kPa). When the suction had been applied for approximately 20 minutes, spe-cimens were sufficiently stable for rubber O-rings to be placed on top-cap. Full width drainage was provided at the bottom of the specimen, and side drains were used with Glebe tailings. Trials with other sample sedi-mentation techniques demonstrated that this was the most appropriate for preparing loose triaxial specimens of the materials tested in this study. Suetsugu et al. (2000) used a similar procedure to prepare loose PFA specimens for triaxial testing.

Figure 3. Schematic of triaxial sample preparation procedure (reproduced from Charles-Cruz, 2007).

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C.A. Charles-Cruz

Specimen dimensions were measured after removing the mould. After testing, the final void ratio was cal-culated from specimen dry weight and initial geometry accounting for volume change during testing.

Specimen saturation was increased by using a back pressure. A cell pressure lower that the intended minor principal stress was applied to the specimen, and then the cell pressure and backpressure were slowly raised together until the desired back-pressure was applied. These pressures were maintained until an acceptable B-value was measured (99% and 80% for undrained and drained tests, respectively). After saturation, the specimens were isotropically consolidated to the desired effective stress. Once consolidation was complete, the samples were axially compressed using strain rates of 1% and 0.16% per minute for the undrained and drained tests, respectively.

The void ratio of PFA specimens prepared for consolidation and shear testing significantly exceeded the maximum void ratio measured by the method specified in BS1377(1990): Part 4.4. Since the principal di-fference is that the standard test employs air sedimentation, it was repeated using water sedimentation (the measuring cylinder was completely filled with water). The result is reported as emax* in table 1.

RESULTS

Triaxial Testing

CD Triaxial tests

Table 2 reports the results of the drained triaxial tests. The relative density values of the Glebe specimens (0.31, 0.29, 0.38) indicates that they were all quite loose. Thus the maximum angle of shearing resistance should approximate to the critical state friction angle, suggesting that the angular Glebe tailings have a rela-tively high crit value of about 36º. The relative densities of the two PFA specimens (0.26, 0.93) are repre-sentative of a loose and dense state. The former test suggests that the PFA has a critical state friction angle of around 34º (although the specimen was still compressing slightly at failure).

zFigure 4 shows the triaxial data plotted following the convention of Rowe (1962), using axes of stress ratio

and rate of dilatancy. Rowe proposed that failure is governed by the equation:

1’/3’ = tan2(45º-f /2)(1-d/d1) (1)

where f ~

crit for loose materials where failure is associated with turbulent shear, but f ~ for denser

materials where particle sliding is dominant at failure. Figure 4 indicates that failure of loose PFA specimen is associated with turbulent shear mobilising crit=36º, whereas that of the dense PFA specimen is associated particle sliding mobilising =29º. Failure of Glebe specimen GM-D4 (e=1.13, ID=0.29) seems to be associated with turbulent shear mobilising crit=36º, but the modes of failure of Glebe specimens GM-D2 and GM-D11 (e=1.11 and 1.05, corresponding to ID=0.31 and 0.38), are unclear, possibly representing a transition between particle sliding and turbulent shear.

CU Triaxial tests

Table 3 reports the results of the undrained triaxial tests. These specimens were intended to be loose; the Glebe specimens had relative densities of 0.48 and 0.54, but the PFA specimens had relative densities of

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STABILITY CHARACTERISTICS OF HYDRAULICALLY PLACED MINE TAILINGS AND

POWER STATION FLY ASH

0.21, 0.25, 0.55, 0.57, 0.61 and 0.71. Thus some of the PFA specimens should be regarded as moderately dense (although there is some uncertainty about the maximum void ratio for the PFA).

The stress-paths in the undrained triaxial tests are shown in Figure 5a. The stress-paths followed by the two Glebe tailings specimens are typical of undrained response of loose sands and silts (Yamamuro and Lade, 1998). They start nearly vertical but increasingly curve back towards the q-axis, due to rapidly increasing pore water pressure. In one test the stress path curves over with q decreasing slightly while p` decreases rapidly (the stress ratio when dq/dp`=0 is given as flat in table 4 and is equivalent to 20º). At a moderately high stress ratio the stress-paths double back (due to decreasing pore water pressure) towards the direction of increasing q and p’, and approach a critical state stress ratio asymptotically. The stress ratio when the stress-path doubles back is given as elbow in table 2, and was equivalent to 27º in both tests.

Test ID eo ID Cell pressure(kPa)

Back pressure(kPa)

(1-3)f

(kPa)(1)f

(%)()f

(%)(-d/d1)f peak

GM-D2GM-D4

GM-D11

1.111.131.05

0.310.290.38

405303250

199151150

650388313

9.05.916.0

1.02.00.0

0.08-0.090.08

37.7º34.0º37.6º

Table 2. Details of the consolidated drained triaxial tests.

The relative density, ID, of the PFA specimens has been calculated using the emax* (water sedimentation).

The stress-paths followed by the PFA specimens are similar to those followed by the Glebe tailings. Howe-ver the principle difference is that although both materials appear to have a critical state friction angle around 36º, flat is equivalent to 28º and elbow to 31º, for the PFA. These are considerably higher than the stress ratios at equivalent points in the tests on Glebe tailings.

With both materials the axial strain required to mobilise flat is relatively small (around 1%), but more stra-in occurs as p’ decreases (typically (1)elbow

5%). Larger strains arise as the materials work-harden towards a critical state. The end point of the stress-paths shown in Figure 5 is where non-uniform sample deformation started to produced erratic data.

DISCUSSION

The hydraulic method of disposal of fine materials can result in very loose deposits. The preparation of very loose test specimens, especially triaxial specimens, was very difficult, as immediately after sedimentation the samples are very sensitive to disturbance and readily collapse. Deposits in the field often settle through relatively large bodies of water and may have a looser structure than that produced by the techniques descri-bed here, although they may be subject to external vibration which will affect the structure. Also, sedimented material in the field may be affected by slumping or flow slides which will affect the final structure.

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The two materials respond differently to deposition through water, rather than air. With air pluviation, emax is achieved by using high deposition rates and low heights of fall (Kolbuszewski, 1948). High void ratios result from the low kinetic energy of the particles, and from individual particles not having the freedom to move to a closer packed structure due to the restricting effect of adjacent particles. With water pluviation, particles will tend to a limiting settling velocity, generally lower than in air, which is a function of shape, size and mass.

Figure 4. Consolidated drained triaxial data for (a) Glebe Mine tailings and (b) Skelton Grange PFA

Table 3. Details of the consolidated undrained triaxial tests

The relative density, ID, of the PFA specimens has been calculated using the emax* (water sedimentation).

(a) (b)

Test ID eo ID Effective Consolida-tion Stress (kPa)

fl at elbow max (1)fl at(%)

(1)elbow(%)

(1)max(%)

GM-U1GM-U2

0.960.91

0.480.54

193382

-0.77

1.071.09

1.411.36

-0.8

4.92.9

20.017.9

PFA-U2PFA-U4PFA-U6PFA-U9

PFA-U11PFA-U12

1.031.351.391.000.960.85

0.550.250.210.570.610.71

3952394914714953

1.021.191.08

-1.100.98

1.341.371.171.191.341.07

1.461.471.581.461.721.69

1.52.50.8

-1.11.4

5.18.95.61.65.42.3

14.314.28.3

10.010.05.0

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STABILITY CHARACTERISTICS OF HYDRAULICALLY PLACED MINE TAILINGS AND

POWER STATION FLY ASH

The water sedimentation technique used to find emax* has a large flow rate with a small height of fall, and so individual particle freedom to move to a closer packing will have been restricted. Using a water sedimentation method compared to air sedimentation emax for PFA is 1.62 compared to 0.98, whereas for the Glebe Mine tailings the value is unchanged at 1.38. The lower specific gravity of the PFA may account for the large effect of water sedimentation on the PFA, but the reason for the unchanged emax value for Glebe Mine tailings is unclear.

The results of the drained triaxial tests suggests that the majority of the samples behaved in a loose fashion, tending to give a maximum mobilised angle of friction equal to the critical state angle, although the strains necessary to achieve this may be quite large. The behaviour of a soil depends on its packing and state of stress. Bolton (1986) proposed a relative dilatancy index, IR;

IR = ID(Q– ln p’) – 1

where p’ is the stress at failure. The parameter Q (taken as 10 for quartz and feldspar sands) is related to the mean effective stress required to suppress dilatancy, and is a function of the crushing strength of the par-ticles (McDowell and Bolton, 1998). Bolton used IR to account for the effect of stress on the measured angle of friction and the maximum rate of dilation, and for triaxial compression proposed that:

max-crit = 3IR°

(-d/d1)max = 0.3IR

Table 5 reports IR values for the drained triaxial tests, together with predicted values of max-crit and (-d/d1)max assuming Q=10. Comparison between the values reported in tables 3 and 5 indicates that both the peak angle of friction and rate of dilation are under-estimated by equations (3). This may indicated that a value of Q of 10 is inappropriately high for the materials tested in this programme.

Figure 5. Consolidated undrained triaxial data for (a) Glebe Mine tailings and (b) Skelton Grange PFA

(2)

(3a)

(3b)

Page 29: Revista FIC

29CIENCIA FIC No.1 enero - junio 2010

C.A. Charles-Cruz

The two undrained Glebe tailing specimens had similar relative densities, but one (e=0.91) showed tem-porary instability during undrained loading, whilst the other exhibited marginally stable behaviour. However with just two specimens tested, the fact that the sample subjected to the higher effective stress was less stable is not conclusive. Most of the PFA specimens showed temporary instability during undrained loading. The greatest degree of instability (in terms of reduction in shear stress) was exhibited by specimens PFA-U6 and PFA-U11, where the stress ratio actually reduced slightly during instability. With the exception of PFA-U12 (which was relatively dense), these were the PFA tests where the effective stress was lowest at the onset of instability. It is interesting to note, but no inference is drawn from the fact that the stress ratio at the onset of instability in PFA is approximately equal to the stress ratio for “particle sliding” in drained loading. In all the undrained tests, the maximum stress ratio approximates to critical state. However, no apparent correla-tion among the different values of (i.e., corresponding to flat or elbow) defined in undrained tests are found with the drained tests stress paths observed. These limited undrained test results appear to indicate that Thevanayagam’s effect of fines (Thevanayagam, 1998) in undrained response may explain the behaviour ob-served rather than Yamamuro and Lade’s concept of ‘reverse behaviour’. Further research of samples with varying degrees of fines content is desirable.

CONCLUSIONS

It is difficult to measure the maximum void ratio of silt sized materials, and particularly PFA. It is thus diffi-cult to calculate absolute values of relative density. However trends in peak and the maximum rate of dilation during drained loading correlate with dilatancy index, although numerical values using Bolton’s relationships are over-predicted.

The limited undrained triaxial data show that these materials display varying degrees of instability depen-dent on stress level, with the pattern possibly influenced by particle shape and size distribution. No apparent correlation among the different values of (i.e., corresponding to flat or elbow) defined in undrained tests are found with the drained tests stress paths observed. Further research of samples with varying degrees of fines content is desirable in order to investigate if Thevanayagam’s effect of fines (Thevanayagam, 1998) may ex-plain the behaviour observed or if Yamamuro and Lade (1998) concept is applicable.

Test ID ID p’f(kPa) IR

Predicted max-crit

Predicted(-d/d1)max

GM-D2GM-D4

GM-D11

0.310.290.38

423281204

0.230.260.78

0.7°0.8°2.3°

0.070.080.23

PFA-D1PFA-D3

0.260.93

279299

0.143.00

0.4°9.0°

0.040.90

Table 5. Predictions based on IR

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30 CIENCIA FIC No.1 enero - junio 2010

STABILITY CHARACTERISTICS OF HYDRAULICALLY PLACED MINE TAILINGS AND

POWER STATION FLY ASH

ACKNOWLEDGEMENTS

This research is part of the PhD Thesis work of the author, which was sponsored by the Mexican Ministry of Education (SEP by its Spanish initials) under the PROMEP Programme. Various portions of this work have been presented in the 5th INTERNATIONAL CONGRESS OF ENVIRONMENTAL GEOTECHNICS, Cardiff, UK, 2006 and in the 12th INTERNATIONAL CONGRESS OF COMPUTATIONAL GEOMECHANICS, Goa, India, 2008.

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32 CIENCIA FIC No.1 enero - junio 2010

CONSTRUCCIÓN DE CURVAS I-D-TR, A PARTIR DE REGISTROS PLUVIOMÉTRICOS.

CONSTRUCCIÓN DE CURVAS I-D-TR, A PARTIR DE REGISTROS

PLUVIOMÉTRICOS.

GUERRA-COBIÁN V. H., FERRIÑO-FIERRO A. L., CAVAZOS-GONZÁLEZ R. A., BRUSTER-FLORES J. L.

Facultad de Ingeniería Civil de la UANL, Ciudad Universitaria, San Nicolás de Los Garza, Nuevo León, México. [email protected], [email protected]

RESUMEN

Las Curvas de Intensidad Duración Período de Retorno, mejor conocidas como curvas I-D-Tr representan una forma conjunta de las tres variables con las cuales se defi ne la lluvia y son indispensables en el dimensionamiento de estructuras hidráulicas, tales como: canales, puentes, alcantarillas, bordos, drenajes pluviales urbanos, determinación de los niveles de inundación en las márgenes de los ríos, etc. En el presente trabajo se construyen las curvas I-D-Tr de la estación climatológica 19049 Monterrey DGE (Nuevo León, México) a partir de los datos pluviométricos. Los resultados muestran que, para una duración de 30 minutos y un Tr = 20 años, la intensidad es de 85 mm/h.

Palabras Clave: Curvas I-D-Tr, Tormenta de diseño, Período de retorno, Drenaje urbano. INTRODUCCION

Debido al gran problema que generan las inundaciones en las ciudades, el desalojo seguro y eficiente del agua pluvial debe realizarse mediante estructuras hidráulicas correctamente dimensionadas. Para el dimensio-namiento de estas estructuras es necesario contar con una tormenta de diseño, la cual debe estar asociada a una probabilidad de ocurrencia (por ejemplo: la probabilidad de que se iguale o exceda por lo menos una vez en el período de tiempo considerado). La relación de la intensidad de la lluvia con su duración y su probabi-lidad de ocurrencia, está dada por las curvas de Intensidad –Duración-Período de retorno, conocidas como Curvas I-D-Tr. Normalmente, las Curvas I-D-Tr se construyen a partir de los registros de pluviógrafos (figura 1), subdividiendo el registro de las lluvias en intervalos de una duración determinada (Sivapalan, M., Blöschl, 1998).

En México, como en otros países, la red de pluviógrafos es escasa; sin embargo, la red de los registros de pluviómetros, que registran lluvias máximas acumuladas en veinticuatro horas es más densa. En estos disposi-tivos las lecturas se toman todos los días a las 8:00 a.m., como altura de lámina de agua en mm.

Por otro lado, debido a que la nieve o el granizo no son muy frecuentes en el área metropolitana, de Monterrey, se puede considerar que la precipitación en su totalidad, está formada por la lluvia. Ésta se puede definir mediante tres variables: la magnitud, la duración y la frecuencia o período de retorno. La magnitud de la lluvia es la precipitación total ocurrida (en milímetros) en la duración de la tormenta; la frecuencia se expre-sa por el periodo de retorno de la lluvia (Chow et al., 1994). El recíproco de el período de retorno Tr es la probabilidad condicional P tal que, la intensidad de una lluvia máxima anual para una duración, será igualada o excedida a una magnitud especificada; y se puede expresar de acuerdo con la ecuación 1.

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33CIENCIA FIC No.1 enero - junio 2010

GUERRA-COBIÁN V. H., FERRIÑO-FIERRO A. L., CAVAZOS-GONZÁLEZ R. A., BRUSTER-FLORES J. L.

= Altura de precipitación en mm para un período de retorno de 100 años y una duración de la lluvia de veinticuatro horas, en minutos.

= Altura de precipitación en mm para un período de retorno de 10 años y una duración de la lluvia de veinticuatro horas en minutos.

[2]

[1]

Donde:

Los valores de se pueden calcular utilizando la función de distribución de Gumbel (1958).y

Donde es la función de distribución acumulada para la intensidad, para una duración. Por ejem-plo, Bell (1969) propuso una fórmula general de curvas I-D-Tr usando como índice la altura de precipitación en una hora y en un período de retorno de 10 años (R10 ). Posteriormente Chen (1983) desarrolló una fórmula general usando los índices R10, R10 y R100.

En el presente trabajo se construyen las curvas I-D-Tr para la estación climatológica Monterrey GDE (Nue-vo León, México), a partir de los datos de un pluviómetro.

MÉTODO APLICADO

Curvas I-D-Tr para períodos de retorno mayores o iguales a 10 años.

Debido a la escasez de registros de lluvia de corta duración (datos de pluviógrafo), ha surgido la necesidad de utilizar las relaciones promedio entre lluvias encontradas en otros países, las cuales se pueden aplicar en la República Mexicana (Goswami,1972).

Los registros de lluvias obtenidos de pluviógrafos son escasos; sin embargo, los registros de pluviómetros (lluvias máximas en 24 h) tienen gran densidad y períodos de registro aceptables, por lo cual, la lluvia con una duración de una hora y un período de retorno de dos años, se podrá evaluar con una relación a la de veinti-cuatro horas con igual período de retorno, denominada cociente R lluvia-duración. Campos (1998) obtuvo el valor para la ciudad de Monterrey de 0.3882.

El cociente F lluvia-período de retorno (ecuación 2), relaciona una lluvia de cien años de período de re-torno y una duración de veinticuatro horas, con una lluvia de 10 años de período de retorno y una duración de veinticuatro horas.

1

1 24 1

P1001440

P101440

P1001440 P10

1440

0

1 1 1ei

e r I r I e rP I i t f i t di F i tTr

I e rF i t

100 100t 144010 10t 1440

P PFP P

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34 CIENCIA FIC No.1 enero - junio 2010

CONSTRUCCIÓN DE CURVAS I-D-TR, A PARTIR DE REGISTROS PLUVIOMÉTRICOS.

Chen (1983), por su parte desarrolló para el cálculo de alturas de precipitación con períodos de retorno mayores o iguales a diez años en la ecuación 3.

Donde:

= Altura de precipitación en mm para un período de retorno Tr y una duración de tormenta t.

= Período de retorno en años.

= Duración de la tormenta en minutos.

= Parámetros regionales en función del cociente lluvia - duración R.

= Altura de precipitación en mm para un período de retorno de diez años y una duración de sesenta minutos, calculada de la formula de Bell (1969):

= Cociente lluvia - período de retorno.

Los parámetros regionales a, b, y c, aplicables a la fórmula de Chen (1983) para el cálculo de altu ras de precipitación, se determinan a partir del cociente R lluvia - duración y para Monterrey N.L. valen 21.286, 6.642 y 0.700 respectivamente (Campos, 1998).

Curvas I-D-Tr para períodos de retorno menores a 10 años

Supóngase que se tienen N muestras, cada una de las cuales contiene “n” eventos. Si se selecciona el máximo “x” de los n eventos de cada muestra, es posible demostrar que (Gumbel, 1958), a medida que n aumenta, la función de distribución de probabilidades de x tiende a:

La función de densidad de probabilidad es entonces:

Donde y son los parámetros de la función, que también se conocen como parámetro de ubicación y de forma, respectivamente.

[4]

[5]

[3]

F

P10 60

a,b,c

t

Tr

F (x)= e-e-a(x-

f(x)= e [-x-e ] -x-

P Trt

10 2 F F-160 rTr

t c

P log 10 T tP

60 t b

a

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35CIENCIA FIC No.1 enero - junio 2010

GUERRA-COBIÁN V. H., FERRIÑO-FIERRO A. L., CAVAZOS-GONZÁLEZ R. A., BRUSTER-FLORES J. L.

Los parámetros y , estimados por el método de los momentos (Escalante y Reyes, 2002), se expresan como:

Donde s es la desviación estándar de la población y es la media aritmética de la población y se obtienen mediante las siguientes fórmulas:

Donde n son los años del registro de las lluvias máximas en veinticuatro horas y xi es el i-ésimo dato en el registro.

Para muestras relativamente pequeñas y yy se obtienen de la tabla 1 (Aparicio, 1996):

Tabla 1. Parámetros de la muestra.

sy

[6]

yx [7]

n

xx

n

ii

1 [8]

1

s 1

2

n

xxn

ii [9]

n y y

101520253035404550556065707580859095

100

0.49520.51280.52360.53090.53620.54030.54360.54630.54850.55040.55210.55350.55480.55590.55690.55780.55860.55930.5600

0.94961.02061.06281.09141.11241.12851.14131.15181.16071.16821.17471.18031.18541.18981.19381.19741.20071.20371.2065

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36 CIENCIA FIC No.1 enero - junio 2010

CONSTRUCCIÓN DE CURVAS I-D-TR, A PARTIR DE REGISTROS PLUVIOMÉTRICOS.

El método de Bell (1969) para el cálculo de alturas de precipitación menores o iguales a diez años de período de retorno, está dado por la ecuación 10

Donde:

= Período de retorno en años.= Duración de la tormenta en minutos.

=Altura de precipitación en mm para un período de retorno Tr y una duración de la tormenta t.

[10]

[11]

[12]

= Cociente lluvia - duración.= Altura de precipitación en un período de retorno de dos años y una duración de la tormenta de sesenta minutos. =Altura de precipitación para un período de retorno de dos años y una duración de la tormenta de veinticuatro horas en minutos, y se calcula (Chen):

[13]

CURVAS I-D-Tr DE LA ESTACIÓN MONTERREY DGE

Los datos del pluviómetro se obtuvieron del Extractor Rápido de Información Climatológica ERIC II (IMTA, 2000), y corresponden a los registrados en la estación 19049 Monterrey DGE, de 1945 a 1986 (figura 1).

P Trt = (0.35Ln (Tr)+0.76) (0.54(t)0.25-0.5)P2

60

P Trt

Trt

El valor de P2 se calcula despejándolo del cociente lluvia - duración R:

R=P2

60

P21440

P260 = (R)(P2 )1440

P260

P2 1440

60

Donde:

R

P2 1440 = Ln ( (Ln

Tr

Tr-1) )

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37CIENCIA FIC No.1 enero - junio 2010

GUERRA-COBIÁN V. H., FERRIÑO-FIERRO A. L., CAVAZOS-GONZÁLEZ R. A., BRUSTER-FLORES J. L.

Figura 1. Registro de precipitación de la estación climatológica Monterrey DGE.

Tabla 2. Estadísticos de las precipitaciones.

Los estadísticos requeridos para la construcción de las Curvas I-D-Tr de la estación Monterrey DGE se muestran en la tabla 2.

Estadístico ValorValorValorValorValor

22.318077.339.2

Utilizando el método descrito anteriormente, se calculan las alturas de precipitación, de acuerdo con el período de retorno requerido y para la duración de la tormenta seleccionada ( P Tr ).

Como la lluvia se presenta en función del tiempo, la intensidad de la lluvia, es por lo tanto, directamente proporcional a la altura de precipitación e inversamente proporcional al tiempo. La intensidad de la lluvia “I” en mm/hr (tabla 3) se define mediante la relación 14.

[14]

= Intensidad de la lluvia en mm/hr, para un período de retorno Tr en años y una duración t’ en horas.= Altura de precipitación en mm, para un período de retorno Tr en años y una duración t de la tormenta en minutos.= Duración de la tormenta en horas.

t

ITrt` =PTr

tt`

ITrt`

PTrt

t`

Donde:

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38 CIENCIA FIC No.1 enero - junio 2010

CONSTRUCCIÓN DE CURVAS I-D-TR, A PARTIR DE REGISTROS PLUVIOMÉTRICOS.

Tabla 3. Intensidades calculadas.

Figura 2. Las Curvas I-D-Tr de la estación climatológica 19049 Monterrey DGE se muestran en la

t’Período de retorno Tr en años

2 5 10 20 50 100 500 1000

5101520253035404550556065707580859095100105110115120

102.376.562.453.447.142.338.635.733.231.129.327.826.425.224.123.222.321.520.820.119.518.918.317.8

135.0101.082.370.462.155.951.047.143.841.138.736.734.933.331.930.629.428.427.426.525.724.924.223.5

159.7119.597.483.473.566.160.455.751.948.645.843.441.339.437.736.234.833.632.431.430.429.528.627.9

192.0149.2123.9107.094.785.478.072.067.062.859.155.953.250.748.546.544.743.041.540.138.837.736.635.5

230.5179.1148.7128.4113.7102.593.686.480.475.371.067.163.860.858.255.853.651.649.848.246.645.243.942.7

259.6201.7167.5144.6128.0115.4105.497.390.684.879.975.671.968.565.562.860.458.156.154.252.550.949.448.0

327.1254.1211.1182.2161.4145.5132.9122.6114.1106.9100.795.390.586.382.679.276.173.370.768.466.264.262.360.5

356.2276.7229.8198.4175.7158.4144.7133.6124.3116.4109.7103.898.694.089.986.282.979.877.074.472.169.967.865.9

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39CIENCIA FIC No.1 enero - junio 2010

GUERRA-COBIÁN V. H., FERRIÑO-FIERRO A. L., CAVAZOS-GONZÁLEZ R. A., BRUSTER-FLORES J. L.

CONCLUSIONES

Es indispensable contar con una tormenta de diseño para dimensionar estructuras hidráulicas y una manera de obtener los valores de estas tormentas de diseño es mediante el uso de las curvas I-D-Tr. Cabe mencionar que el método empleado en este trabajo sólo se puede utilizar si se cuenta con datos de un pluviógrafo, para determinar el cociente R, cerca de la estación climatológica donde se encuentra localizado el pluviómetro.

Se construyeron las curvas I-D-Tr para duraciones de la tormenta de diseño iguales o menores que 120 minutos, bebido a que los tiempos de concentración de la lluvia para las cuencas urbanas del área de Monte-rrey, N. L. son, en general, menores que 120 minutos.

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6 Escalante-Sandoval, C. A., Reyes-Chávez, L. (2002), Técnicas Estadísticas en Hidrología, Facultad de Ingeniería, UNAM, México.

7 Goswami, A. C., “Short Duration Rainfall Depth-Duration-Frequency Map of India”, Proc. of the second International Symposium in Hydrologic Data, Fort Collins, Co., USA, 48-59, 1972.

8 Gumbel, E-J, (1958), Statistics of Extremes, Columbia Univ. Press.

9 IMTA, 2000. Extractor Rápido de Información Climatológica (ERIC II), Instituto Mexicano de Tecnología del Agua, México.

10 Sivapalan, M., Blöschl, G., “Transformation of point rainfall to aerial rainfall: Intensity-duration-frecuency curves”, Journal of Hydrology 204, 150-167, 1998.

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ESTUDIO COMPARATIVO DE DOS MÉTODOS DE PREPARACIÓN DE SOPORTES DE -A 2O

3 PARA SU

IMPREGNACIÓN CON METALES.

ESTUDIO COMPARATIVO DE DOS MÉTODOS DE PREPARACIÓN DE

SOPORTES DE -A 2O

3 PARA SU IMPREGNACIÓN CON METALES.

A. Cruz-López1, O. Vázquez Cuchillo1, H. A. Hernández Jiménez2, L. Bautista Carrillo1,

L. M. Torres Martínez1

1Ecomateriales y Energía, Facultad de Ingeniería Civil, Universidad Autónoma de Nuevo León, Av. Universidad y Av. Fidel Velásquez S/N, Cd. Universitaria, San Nicolás de los Garza, Nuevo León, 66451 México.2Facultad de Ciencias Químicas, Universidad Autónoma de Nuevo León, Av. Pedro de Alba S/N, Cd. Universitaria, San Nicolás de los Garza, Nuevo León, 66451 México.*Corresponding autor e-mail: [email protected]

ABSTRACT

In this work we compare two methods of preparation of Al2O3. The results by Diffraction of Ray X have showed that precursor obtained by sol-gel method (SG) is bohemite while by coprecipitation method it is Bayerita. However with both methods is possible to obtain the -Al2O3

at 600° C. The sample of -Al2O3 prepared by sol-gel using acetic acid has given the higher surface area 250 m2.g-1 and the same sample has showed the most porous surface by Screening Electronic Microscopy. Finally, all the solids had showed the presence of acid site by using the Termodesorption Programmed of NH3.

Keywords: -Al2O3 , Sol Gel y Coprecipitación.

INTRODUCCIÓN

La bohemita (Oxihidróxido de Aluminio, AlOOH) es el principal precursor utilizado para producir -Al2O3 en polvo, con propiedades controladas y reproducibles, como el tamaño de la partícula, la morfología, el tamaño del poro y la distribución de poro. Por lo tanto, el control y la mejora de las propiedades antes men-cionadas es de primordial importancia para potenciar la -Al2O3 en diferentes aplicaciones, entre ellas, la catálisis.1

En la bibliografía se han reportado varios procedimientos de química húmeda, con base en reacciones en fase líquida, reacciones en fase gas o reacciones hidrotérmicas a altas presiones, con la finalidad de lograr un mejor control del tamaño de la partícula y la morfología.1, 2, 3

Varias reacciones en fase líquida como la hidrólisis de alcóxidos de aluminio y la precipitación de solucio-nes acuosas de sales inorgánicas se utilizan para sintetizar el precursor bohemita, con propiedades químicas, morfológicas y texturales controladas. 3

Yoldas en 1975, investigó la hidrólisis de aluminio utilizando dos precursores diferentes: butóxido de aluminio e isopropóxido de aluminio, encontrando que el precursor de la bohemita (AlOOH) se produce por hidrólisis con agua caliente, mientras que la bayerita Al (OH)3 se precipita a temperatura ambiente, por medio de la conversión de una fase amorfa.4 Otro trabajo reporta la síntesis de alúmina utilizando el método de sol-gel y utilizando como catalizador acido acético. De acuerdo con el análisis BET, se obtuvo un área específica de 157 m2.g-1; sin embargo, este valor está por debajo de la alúmina comercial. 5

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A. Cruz-López, O. Vázquez Cuchillo, H. A. Hernández Jiménez, L. Bautista Carrillo, L. M. Torres Martínez

El método de sol-gel también ha sido reportado para la obtención de nanocristales de -alúmina, de acuerdo con los diferentes ácidos utilizados como catalizadores (ácido tartárico, ácido oxálico y ácido acéti-co) y pudo observarse que no existen variaciones significativas en el tamaño del cristal (43, 46 y 48 nm). En cambio, el material que se sintetizó utilizando ácido tartárico logró obtener la fase de -alúmina a 925° C. 6

Dado que el método de sol-gel presenta algunas desventajas, debido a la naturaleza de los alcóxidos

además del costo elevado y la formación de grietas durante la etapa de secado, se proponen rutas de síntesis más simples utilizando sales inorgánicas, las cuales permiten tener el control de las propiedades químicas, morfológicas y superficiales.7 En el caso del método de precipitación, es posible obtener la fase precursora de la -Alúmina a partir de nitrato de aluminio y un agente precipitante como NaOH. Sin embargo, es importante tener el control de algunos parámetros: como el pH, la naturaleza de la sal precursora, así como la secuencia de adición del agente. 8

En otro trabajo se sintetizó la alúmina mediante el método de coprecipitación/digestión a 70° C, pH al-

calino y se comparó con una alúmina comercial (Captal B) la cual tiene un área específica de 198 m2.g-1. De los resultados de fisisorción de Nitrógeno se comprobó que por esta ruta se tenían áreas específicas de 220 m2.g-1. 1

Con la finalidad de sintetizar materiales resistentes a las condiciones reales de reacción, se impregnaron soportes de -Al2O3 con platino y platino-estaño previamente sulfatadas, observando que la adición de es-taño al sistema conduce a un incremento a la estabilidad del catalizador y por consiguiente un aumento a la resistencia a la desactivación. 9

Existen otros reportes sobre la evaluación de sistemas catalíticos soportados en alúmina a diferentes at-

mósferas de reacción. En el caso del sistema Au/Al2O3 u Au/SiO2, se observó que la actividad del sistema fue efectivo en la reducción catalítica selectiva de NOX en condiciones reductoras. En cambio, cuando se trabajó en atmósfera de NH3, se promovió la reacción a bajas temperaturas .10

A partir del anterior análisis bibliográfico, aquí se propone estudiar el efecto del agente precipitante (mé-todo de precipitación) y el efecto del catalizador (método de sol-gel) con la finalidad de provocar una mejor interacción de las moléculas, para lograr una mejora en las propiedades superficiales y texturales del soporte, con el propósito de establecer una ruta de síntesis que permita mejorar las propiedades texturales, fisicoquí-micas y superficiales, para impregnar una fase metálica.

PARTE EXPERIMENTAL

Sol-Gel

Para la síntesis de los soportes de alúmina por la ruta de sol-gel, se disolvieron 5 g de isopropóxido de aluminio en 291 ml de isopropanol, en un matraz de 3 bocas. En seguida se preparó una solución ácida de acido acético 0.01 M la cual se adicionó, gota a gota, con la solución alcohólica, con la finalidad de promover la reacción de hidrólisis. Al terminar la adición, los geles obtenidos se dejaron en reflujo (T=80° C) con agi-tación vigorosa durante 20 horas. Posteriormente, se dejaron reposar los precursores de alúmina por 2 días.

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ESTUDIO COMPARATIVO DE DOS MÉTODOS DE PREPARACIÓN DE SOPORTES DE -A 2O

3 PARA SU

IMPREGNACIÓN CON METALES.

Una vez que se recuperan los sólidos, se filtran y se lavan con 2-propanol. Los sólidos húmedos se colocaron en la estufa para secarse a 100° C, durante 5 horas, para finalmente calcinarlos a 600° C, durante 5 horas, con una velocidad de calentamiento de 2° C por minuto.

Coprecipitación

Los soportes de alúmina preparados por el método de coprecipitación emplean 15g de nitrato de aluminio disueltos en 500 ml de agua a 30° C. Una vez que el nitrato de aluminio se ha disuelto completamente, se agrega, gota a gota, en un recipiente de 2 litros, en el cual previamente se habían colocado 200 ml de agua a un pH de 12, con la finalidad de precipitar al aluminio. Una vez terminada la adición de sales de aluminio, la solución se dejó reposar por 2 días en completa agitación para posteriormente filtrar a vacío y lavar con agua destilada. Los sólidos húmedos se colocaron en la estufa para secar a 100° C, durante 5 horas, para finalmente calcinarlos a 600° C, durante 5 horas, con una velocidad de calentamiento de 2° C por minuto.

La caracterización estructural de los materiales sintetizados se realizó utilizando la técnica de Difracción de Rayos-X en Polvos (XRD) en un difractómetro Bruker Modelo D8 Advance. Las características superficiales y texturales de los diferentes catalizadores se realizaron en un equipo Quantachrome NOVA 2000e, utilizan-do la técnica de Fisisorción de Nitrógeno. Aunado a los análisis anteriores, se realizaron Análisis Térmicos (TDA/TGA) de las muestras frescas en un equipo SDTQ600, ajustando una velocidad de calentamiento de 10° C / h y una atmósfera de N2. Para conocer la superficie del sólido fue necesario el uso del microscopio electrónico de barrido modelo NIST SRM 2687. Finalmente, para determinar la naturaleza del soporte, se realizó un análisis de Termodesorción Programada de NH3.

RESULTADOS Y DISCUSIÓN

Difracción de Rayos X

En la figura 1 se presentan los resultados de difracción de rayos X para la síntesis de –alúmina por la ruta de sol-gel, utilizando ácido acético como catalizador. En la figura 1A es posible comprobar la formación de la bohemita a 100° C, ya que las señales características del material preparado coinciden con las reflexiones de las bases de datos Difract plus Evaluation. En esta misma figura se presentan los resultados del precursor obtenido por la ruta de coprecipitación. Como se puede observar, las señales características corresponden a la bayerita, según la base de datos mencionada arriba.

En la figura 2 se presentan los resultados del -Al2O3 calcinada a 600° C. Ahí se puede observar que los polvos tienen las señales características de la –alúmina; sin embargo, el material es amorfo. Para los sólidos obtenidos por coprecipitación y calcinados a la misma temperatura, se puede comprobar que se obtienen las señales características de la –alúmina; sin embargo, se tiene una mejor definición, en comparación con los polvos obtenidos por Sol-gel (véase Figura 2b).

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A. Cruz-López, O. Vázquez Cuchillo, H. A. Hernández Jiménez, L. Bautista Carrillo, L. M. Torres Martínez

Análisis Térmicos

Al efectuar los análisis térmico gravimétrico (Figuras 3 y 4, línea verde) de los precursores obtenidos por sol-gel y coprecipitación, se ve que presentaron pérdidas en peso de alrededor del 40% y la mayor parte se llevó a cabo a baja temperatura (véase Figura 3). Del análisis térmico diferencial (línea azul) para ambas rutas de síntesis se observan diferencias importantes; ya que, por el método de sol-gel sólo se presentan dos picos endotérmicos correspondientes a la evaporación de alcohol y deshidratación de la muestra entre 75-100° C y la segunda señal endotérmica se presentó alrededor de 430° C y se atribuye a la eliminación de agua estructural. Con este análisis se comprobó que el soporte de alúmina es estable a temperaturas por arriba de 700° C. Para el precursor obtenido por coprecipitación Con el análisis térmico diferencial (Figura 4 línea azul) se pueden observar tres señales importantes: la primera señal endotérmica se presenta alrededor de 75° C y

Figura 1.-Resultados de difracción de rayos X del soporte de precursores de Al2O3 preparado por diferentes rutas de síntesis y secados a 100°C. a) Sol-Gel, b) Coprecipitación.

Figura 2.- Resultados por difracción de rayos X de los soportes de -Al2O3 calcinados a 600° C durante 5 horas. a) Sol-Gel, b) Coprecipitación.

(a)

(a)

(b)

(b)

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ESTUDIO COMPARATIVO DE DOS MÉTODOS DE PREPARACIÓN DE SOPORTES DE -A 2O

3 PARA SU

IMPREGNACIÓN CON METALES.

que está relacionada con la deshidratación de la muestra. La segunda señal se presentó alrededor de 275° C y se atribuyó la atribuimos a la evaporación de amoniaco y la tercera señal, alrededor de los 450° C, indica la transformación del precursor Bayerita a la fase -alúmina. Con este análisis se comprobó que el material es estable a temperaturas por arriba de 550° C.

Figura 3.-Resultados obtenidos de los análisis térmico de los soportes de alúmina preparados por Sol-Gel empleando ácido acético como catalizador.

Figura 4.-Resultados de análisis térmicos del precursor de alúmina preparado por coprecipitación.

Fisisorción de Nitrógeno

En la tabla 1 se presenta una comparación de las áreas especificas de los materiales preparados por vía sol-gel y por coprecipitación. Para el caso de la -alúmina, preparada por coprecipitación, se obtuvo un área específica de 141 m2.g-1; en cambio, por la ruta de sol-gel, el mejor soporte presentó un área específica de 252 m2.g-1. En consecuencia, con este resultado se evidencia que el método de sol-gel mejora las propieda-des texturales del soporte, como consecuencia de una mejor interacción de los reactivos durante la reacción.

De acuerdo con los resultados de distribución del tamaño del poro, se pudo confirmar que los materiales presentan poros en el intervalo de 5-10 nm. Lo cual los describe como materiales mesoporosos.

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A. Cruz-López, O. Vázquez Cuchillo, H. A. Hernández Jiménez, L. Bautista Carrillo, L. M. Torres Martínez

Microscopía electrónica de barrido

En la figura 5 se presentan los resultados de microscopía electrónica de barrido de los soportes prepa-rados por coprecipitación y Sol-Gel. Las figuras 5A y 5B, que fueron preparados por sol-gel, presentan una topografía semi-porosa, pero muy similar entra ambas; en contraste, el soporte preparado por coprecipitación presenta un tamaño de partícula mayor que 100 m. Lo anterior evidencia que la ruta por sol-gel presenta una mayor área superficial.

SíntesisTemperatura

(°C)

Áreasuperfi cial(m2.g-1)

Tamaño de poro(nm)

Volumen de poro(cm3g-1)

Sol-GelCoprecipitación

600600

252141

76

9.724E-018.058E-01

Tabla 1.-Resultados obtenidos del análisis de fi sisorción de N2 de la soportes.

Figura 5.-Micrografías obtenidas para los soportes de alúmina preparados por sol gel y coprecipitación. a) Ácido acético, b) Ácido nítrico y c) Coprecipitación.

Desorción a Temperatura Programada de NH3

Del análisis de desorción a temperatura programada de NH3 se comprobó que los soportes de alúmina poseen naturaleza ácida (Véase Figura 6). Sin embargo, esta naturaleza ácida se presentó en dos regiones. La primera zona de deserción de NH3 se presentó en el intervalo de 100 a 300° C y corresponde a sitios ácidos débiles. La segunda se presentó a mayor temperatura (400-600° C) y corresponde a sitios ácidos fuertes ya que requieren mayor energía para ser liberados. Con este resultado es posible podemos establecer que las reacciones químicas que se deseen llevar a cabo sobre la superficie de estos materiales, debe tener una afini-dad, de lo contrario existe poca probabilidad de éxito.

(a) (b) (c)

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ESTUDIO COMPARATIVO DE DOS MÉTODOS DE PREPARACIÓN DE SOPORTES DE -A 2O

3 PARA SU

IMPREGNACIÓN CON METALES.

Figura 6.-Resultados del análisis de desorción a temperatura programada de NH3, de los soportes preparados por sol-gel y coprecipitación.

Figura 7. Micrografías del catalizador calcinado a 600° C / 5 h. a) 1% Pt/Al2O3, b) Al2O3.

Caracterización del catalizadores dopados con platino (Pt)

Para identificar la distribución de platino y el tamaño de las partículas de Pt en los soportes de Al2O3 se realizó un análisis de microscopia electrónica de barrido. En las Figuras 7A se muestra el soporte cargado con Pt y se compara con el soporte (Figura 7B). Como se puede observar, la primera fotografía muestra tamaños de grano más grande que el soporte. Sin embargo, por las características del equipo utilizado, además de las carga de platino, no fue posible por esta técnica ver la distribución del metal noble.

CONCLUSIONES

Por medio del análisis de DRX se comprobó la formación de -alúmina a 600° C para coprecipitación y Sol-Gel (HOAc.).

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A. Cruz-López, O. Vázquez Cuchillo, H. A. Hernández Jiménez, L. Bautista Carrillo, L. M. Torres Martínez

Se evidencia un efecto del tipo de catalizador utilizado durante la síntesis por Sol-Gel. Utilizando ácido acético se logra la obtención de la -alúmina desde 550° C, mientras que con ácido nítrico se retarda la for-mación de la fase.

De los análisis de fisisorción de N2 se observó una área específica de 252 m2.g-1 a 600° C cuando se utilizó

como catalizador ácido acético, con respecto a la síntesis por coprecipitación 141 m2.g -1.

Mediante los análisis térmicos se confirmó que para ambos métodos de síntesis del soporte posible obtener la -alúmina a temperaturas menores que 600° C.

Los análisis de desorción a temperatura programada-NH3 confirman la presencia de sitios ácidos en la superficie de la -alúmina.

Por Microscopia Electrónica de Barrido (SEM) se observó que a 600° C hay diferencia en la topografía de la -alúmina preparada por coprecipitación y por Sol-Gel. Los soportes de -alúmina preparado por copreci-pitación presentan partículas mayores que 100m mientras que los sólidos preparados por sol-gel presentan una superficie sólida porosa.

REFERENCIAS

1 H. Potdar et al., Synthesis of nano-sized porous -alumina powder via a precipitation/digestion route, Applied Catalysis A: General, 321, (2007), 109-116.

2 L. Guangshe et al., Synthesis and thermal decomposition of nitrate-free boehmite nanocrystals by supercritical hydrothermal conditions, Materials Letters, 53,(2002), 175-179.

3 S. Music et al., Hydrothermal crystallization of boehmite from freshly precipitated aluminium hydroxide, Mater. Lett. , 40, (1999), 269-274.

4 B. Yoldas et al., Alumina gels that form porous transparent Al2O3, Mater. Lett,. 10, (1975), 1856.

5 M. Seung et al., Synthesis of thermo-estable high surface area alumina powder from sol-gel derived boehmite, Materials Chemistry and Physics, 104, (2007), 51-56.

6 H. Gocmez et al., Low temperature synthesis of nanocrystalline -alumina by a tartaric acid gel method, Material Science and Engineering 203,(2007),234-236.

7 D. Mishra et al., Hydrothermal preparation and characterization of boehmites, Mater. Let., 42 (2000) 38.

8 J. Hochepied et al., Effect of the mixing procedure on aluminium (oxide)-hydroxide obtained by precipitation of aluminium nitrate with soda, Mater. Lett, 57, (2003) , 2817-2822.

9 G. Corro et al., Improved sulfur resistance of pt-Sn / -alumina catalysts for C3H8-NO-O2 reaction under lean conditions due to Pt-Sn surface interactions, Journal of Molecular Catalysis A: Chemical, 228, (2005) , 275-282.

10 J. Goo et al., Effects of NO2 and SO2 on selective catalytic reduction of nitrogen oxides by ammonia, Chemosphere, 67, (2007), 718-723.

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48 CIENCIA FIC No.1 enero - junio 2010

Noticias

Noticias

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49CIENCIA FIC No.1 enero - junio 2010

Noticias

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50 CIENCIA FIC No.1 enero - junio 2010

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El Peritaje Topográfi co 18-nov 22-nov Diseño de Pavimentos Flexibles 25-oct 30-oct

Control Topográfi co en Obra Civil 23-nov 27-nov Sistemas de Información Geográfi ca 1-nov 5-nov

Proyecto de Alcantarillado 8-dic 12-dic Proyecto y Obra Civil de Instalaciones Hospitalarias 6-nov 4-dic

Proyecto de Instalaciones Hidráulicas para Edifi cios 1-dic 5-dic Diseño de Estructuras de Concreto Reforzado 8-nov 12-nov

Sistemas de Posicionamiento Global (GPS) 8-feb 12-feb Administración de Contratos de Obra Pública 16-nov 20-nov

Proyecto de Sistema de Agua Potable 22-feb 26-feb Valuación de Inmuebles Urbanos 22-nov 26-nov

Diseño de Mezclas Asfálticas 1-mar 5-mar Normas Técnicas Complementarias para Diseño y Construcción de Estructuras Metálicas

29-nov 3-dic

Control de Calidad en Mezclas Asfálticas 22-mar 26-mar Laboratorio de Mecánica de Suelos II 13-dic 17-dic

Diseño de Emulsiones Asfálticas y Polímeros Modifi cadores 12-abr 16-abr

Estudios de Impacto Vial 26-abr 30-abr

Vialidad Urbana 27-abr 6-may

Introducción a la Administración para la Industria de la Construcción

3-may 7-may

Proceso de Licitación de Obra Pública 17-may 21-may

Introducción al Análisis de Precios Unitarios 7-jun 11-jun

Análisis, Diseño y Operación de Sistemas de Abastecimiento de Agua Potable con énfasis en redes de distribución

14-jun 18-jun

Diseño por viento 9-ago 13-ago

Levantamientos Topográfi cos 23-ago 28-ago

Topografía Moderna con Estación Total 30-ago 3-sep

Desarrollador de Vivienda 5-sep 10-sep

Obra por Administración 20-sep 24-sep

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Análisis y Diseño de Cimentaciones 4-oct 8-oct

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Atentamente,“ALERE FAMMAM VERITATIS”

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Incluyen:- Instrucción-Constancia de asistencia- Manual de apuntes- Ejercicios

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51CIENCIA FIC No.1 enero - junio 2010

Información para autores

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

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

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

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

2.2 Autor o autoresNombre o iniciales y apellidos, de acuerdo como deseen sean publicados. Tipografi ado en altas y bajas, tipo Arial a 12 puntos, en negritas. Al fi nal de cada nombre se colocará un número superíndice para especifi car su adscripción.

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

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

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

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

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

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

Información para autores

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Información para autores

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

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

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

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

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

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

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

[email protected] [email protected]

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

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53CIENCIA FIC No.1 enero - junio 2010

Notas

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Fecha Seminario Ponente

Febrero 4 Efecto del agrietamiento en la determinación de las defl exiones de vigas conti-nuas de concreto parcialmente presforzado con tendones no adheridos.

MC. Adolfo Arturo Elías ChávezDoctorado en Ingeniería de Materiales

de Construcción y Estructuras

Marzo

4 Simulación hidrológica de río Escondido utilizando datos de precipitación estimados por radar.

Ing. Francisco Magaña HernándezCIRA-Facultad de Ingeniería

Universidad Autónoma del Estado de México

11 Análisis de la arena de fundición de aluminio gastada en concretos sustentables con ceniza volante activada mecánicamente.

Ing. Jorge Alberto JacquesMaestría en Ciencias con Orientación

en Materiales de Construcción

17(Miércoles)

CONFERENCIA MAGISTRAL Prof. KyuchiMaruyamaUniversidad de Nagaoka

18 CONFERENCIA MAGISTRALProf. Dale P. Bentz

NationalInstituteof Standardsand Technology

Abril

15 Comparación de métodos analíticos para el diseño de puentes curvos a base de trabes y losas de concreto.

Ing. Walter Omar Vélez RodríguezMaestría en Ciencias enIngeniería

estructural

22Eliminación de gases de tipo invernadero mediante técnicas foto catalíticas

empleando nanoestructuras de SiO2 dopadocon Ge, Ga y Ln: Experimento ye studio por teoría del funcional de la densidad(DFI).

Ing. José de Jesús Quijano Briones. Maestría en Ciencias con

Orientación en Ingeniería Ambiental

29

Métodos para la evaluación de puentes vehiculares.Ing. Ricardo Gallardo Rodríguez

Maestría en Ciencias enIngeniería estructural

Modelo analítico del comportamiento de muros de mampostería confi nada sujetos a cargas laterales.

Ing. Jafet Escobar MartínezMaestría en Ciencias enIngeniería

estructural

Mayo

6 Contracción en materiales cementantes fi broreforzados.Ing. Sandra NayeliMonroyLazcano

Maestría en Ciencias con Orientación en Materiales de Construcción

13 Reducciónde CO2 hacia productos de alto valor agregado.L.M. Adrián Trejo Osorio

Maestría en Ciencias con Orientación en Ingeniería Ambiental

CoordinadorDr. Gerardo Fajardo San Miguelgfajardo@fi c.uanl.mxTel: 83524969 ext. 288

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

CICLO DE SEMINARIOS DE INVESTIGACIÓNUniversidad Autómona de Nuevo León

CALENDARIO ENERO - JUNIO 2010

SUBDIRECCIÓN DE ESTUDIOS DE POSGRADO E INVESTIGACIÓNFacultad de Ingeniería Civil

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“NEZAHUALCÓYOTL Y EL AGUA”, MURAL UBICADO EN EL FRONTISPICIO DE LA FACULTAD DE INGENIERÍA CIVIL DE LA UANL, REALIZADÓ POR EL ESCULTOR

FEDERICO CANTÚ EN 1962.

CIENCIA FIC No.1 enero - junio 2010 ISSN: EN TRAMITE

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

F A C U L T A D D E I N G E N I E R Í A C I V I LUniversidad Autónoma de Nuevo León No. 1 semestral enero - junio 2010

“Educación de calidad, un compromiso social”

Cd. Universitaria S/N, Apdo. Postal No. 17San Nicolás de los Garza, Nuevo León, México, C.P. 66450

Tels. y Fax: (81) 8376 3970, 8332 1902www.ingenieriacivil.uanl.mx

2010. Bicentenario de la Independencia, Centenario de la RevoluciónCon orgullo universitario festejamos México