La absorci��n ac��stica a ruido de impacto en placas de aislamiento t��rmico de suelo radiante

Actualmente en el mercado existen una reducida variedad de materiales espec��ficos de ruido de impactos. Los materiales que han de ser utilizados como material resiliente, han de cumplir unos valores muy bajos del m��dulo de elasticidad E. Mientras el valor del caucho blando est�� en el orden de los 100 kg/cm2, el valor del acero es de 2.100.000 kg/cm2 (21.000 veces mayor). Estos valores tan bajos hacen que diferencias de apenas 50 kg/cm2 produzcan variaciones muy importantes en las ganancias de aislamiento ac��stico. La realizaci��n de los ensayos de caracterizaci��n ac��stica a ruido de impacto en laboratorio es un proceso largo y caro. En primer lugar se necesita elaborar un forjado de referencia, que ha de ser ensayado de forma independiente. Con posterioridad, se ha de colocar la losa flotante, y volver a realizar la prueba. Con la diferencia de las medidas realizadas, se determinan los valores de m��dulo de elasticidad. Como alternativa a este m��todo, en la ponencia del congreso ���TECNIAC��STICA GAND��A 2006��� sobre ���estudio de cinco m��todos para determinar las propiedades din��micas de capas el��sticas para la mejora del aislamiento a ruido de impactos���, presentada por Francisco Sim��n, David K. Anthony, M�� Jos�� Fern��ndez, proponen un total de cinco alternativas al ensayo indicado en la norma. Al margen de las condiciones ac��sticas, las placas de suelo radiante necesitan garantizar unos valores m��nimos de aislamiento t��rmico. Con las actuales necesidades normativas, la soluci��n habitual consiste en la superposici��n de dos materiales: en primer lugar, inmediatamente sobre el forjado, se coloca el material encargado de proporcionar el aislamiento ac��stico, generalmente una l��mina flexible de polietileno. Encima de ella se coloca la placa de aislamiento t��rmico, generalmente una plancha de poliestireno expandido con resaltes en las que se encajan las tuber��as que conducen el agua calefactada. El poliestireno expandido convencional, no tiene unos valores de m��dulo el��stico suficientemente bajo para poder actuar como material resiliente. Para conseguir estos valores, es necesario elastificar el material mediante su introducci��n en una prensa (Poliestireno expandido elastificado EEPS). La utilizaci��n de esta t��cnica es incompatible con el proceso de fabricaci��n de planchas moldeadas con tetones para la integraci��n de los soportes de las tuber��as. La l��mina flexible de polietileno, si tienes valores aceptables, tanto de aislamiento t��rmico como ac��stico, en cambio no es posible la integraci��n de los tetones durante su proceso de fabricaci��n para soportar las canalizaciones de agua. El objetivo de la investigaci��n consiste en integrar en una ��nica placa las caracter��sticas tanto t��rmicas como ac��sticas necesarias para satisfacer todas las necesidades. Como se ha indicado m��s arriba, los materiales resilientes han de cumplir unos valores muy bajos del m��dulo de elasticidad E. Mientras el valor del caucho blando est�� en el orden de los 100 kg/cm2, el valor del acero es de 2.100.000 kg/cm2 (21.000 veces mayor). Pero no es menos cierto que con acero, dando la forma adecuada (un helicoide) se consigue un elemento muy el��stico, un muelle. Tal es as��, que variando la forma se puede conseguir el m��dulo de el��sticidad E deseado, resultando utilidades tan dispares como el resorte de un bol��grafo o la suspensi��n de un coche. Por otro lado, y como se ha indicado anteriormente, la determinaci��n de los valores mec��nicos de los materiales aislantes t��rmicos es cara y complicada. Como objetivo secundario de la investigaci��n, se establece el proponer un ensayo alternativo, m��s r��pido y econ��mico que el propuesto por la norma para facilitar el estudio de nuevas alternativas, sin tener que hacer grandes desembolsos econ��micos en

Bio recuperaci��n de suelos salinos con el uso de materiales org��nicos.

El suelo es un importante recurso natural que necesita ser preservado y mejorado para permitirle mantener su calidad y capacidad productiva, para ello se deben proponer y aplicar pr��cticas sostenibles que permitan recuperar aquellos suelos degradados por un mal manejo del hombre, como por ejemplo la salinizaci��n. El objetivo planteado fue evaluar la biorecuperaci��n de un suelo con problemas salino-s��dico con la aplicaci��n de dos proporciones (1,5 y 3% (p/p)) de tres enmiendas org��nicas: compost, vermicompost s��lido y Lemna mesclados o no con el 100% de los requerimientos de fosfoyeso, gener��ndose 15 tratamientos (incluyendo tres controles). La evaluaci��n se realiz�� a trav��s de tres ensayos: 1. Columnas simuladas de suelo. 2. Evoluci��n de CO2 y 3. Crecimiento de pl��ntulas de tomate. El suelo objeto de estudio est�� clasificado my como Fluventic Haplustepts, y fue tomado de una zona de la Hacienda Alto Viento, con una latitud de 10�� 2' 15 N y una longitud de 72 �� 34' 15 W, en el estado de Zulia ��� Venezuela. Se tom�� una muestra compuesta por 20 submuestras de 20 cm de profundidad del ��rea problema, se sec�� al aire (2,3% de humedad), se tamiz�� y homogeniz��. El suelo y las enmiendas org��nicas fueron caracterizadas. Los materiales org��nicos; compost y vermicompost fueron procesados en la misma Hacienda con el uso de esti��rcol de ganado bovino; la Lemna fue recolectada de orillas del Lago de Maracaibo en la ciudad de Maracaibo. El suelo se mezcl�� a las proporciones indicadas se le midi�� respiraci��n basal y el efecto sobre la germinaci��n de semillas de tomate y se empaquet�� en un tubo de polietileno de 7,1 cm de di��metro y 70 a 90 cm de longitud, seg��n la altura de la mezcla del suelo con la enmienda. El fondo de cada columna fue rellenado con 40 cm de arena lavada para facilitar el drenaje. En cada columna se utiliz�� la misma cantidad de suelo (1055 mg), la altura que ocup�� dentro de las columnas dependi�� del tipo de enmienda org��nica y su proporci��n, la cual modific�� la Da del suelo (1,328��0,05 g���cm-3). La altura dentro de la columna vari�� desde 20 cm para el suelo sin enmienda hasta 38,33��0,8 cm para el suelo enmendado con Lemna al 3,0%. Transcurrido el periodo de tres meses tiempo en el cual el suelo enmendado y colocado en las columnas fue lavado con una cantidad de agua que equivalente a la tasa de infiltraci��n, la cual se calcul�� a partir de la precipitaci��n anual de la zona y las perdidas por evaporaci��n y escorrent��a; se fraccion�� en tres secciones de 7, 7 y 6 cm de longitud, y el suelo de cada fracci��n se sec�� al aire y se tamiz��, y se le midi�� CEextr, pH, cationes en soluci��n y cationes extra��bles para calcular el RAS y el PSI. Se tom�� una cantidad equivalente de cada secci��n para conformar una muestra de 50 g de suelos a los cuales se le midi�� respiraci��n basal e igualmente se tom�� suelo para evaluar la germinaci��n y crecimiento de pl��ntulas de tomate. Se detectaron diferencias significativa (p<0,05) entre tratamientos, seg��n la prueba de Tukey, para la variables evaluadas, aunque no hubo diferencias entre las proporciones ni entre la utilizaci��n del fosfoyeso mezclado con las enmiendas org��nicas. La enmienda que mostr�� menos potencial en la bio remediaci��n fue la Lemna por sus altos contenidos de Na+. La metodolog��a de las columnas simuladas del suelo, bajo las condiciones de estudio, no fue del todo adecuada para evaluar la bio remediaci��n debido que en el suelo control por efecto de la aplicaci��n de agua tambi��n hubo recuperaci��n del mismo por su disminuci��n en el la CE, RAS y PSI y en algunas variables su recuperaci��n fue mayor que en aquellos enmendados con Lemna. Tomando en la respuesta del cultivo la mejor enmienda fue el vermicompost Abstract The soil is an important natural resource that needs to be preserved and improved to maintain its quality and production potential. Therefore, it is necessary to propose and apply sustainable practices that permit the recovery of soils that have been degraded by inadequate management, among these saline soils. The objective of this study was to evaluate the bioremediation of a saline-sodic soil through the application of two proportions (1,5 and 3% (p/p) of three organic amendments: compost, vermicompost and Lemna, mixed or not with gypsum phosphate, resulting in 15 treatments (including 3 controls). The evaluation was conducted through three tests: 1. Simulated soil columns. 2. Evolution of CO2 and 3. Growth of tomato seedlings The soil under evaluation was classified as Fluventic Haplustepts and was collected from the Alto Viento farm located at 10�� 2' 15 North Latitude and 72�� 34' 15 West longitude, in Zulia State, Venezuela. A composite soil sample, integrated of 20 subsamples taken to a depth of 20 cm collected in the problem area, was air dried (2.3 % moisture), sieved and homogenized. Soil and organic amendments were characterized. Organic material for the compost and vermicompost were obtained on the farm using cattle manure, whereas the Lemna was collected from the shores of Lake Maracaibo outside Maracaibo city. The soil was mixed in the above-mentioned proportions and its baseline respiration rate and effect on the germination of tomato seeds were recorded. Soil was packed in a PVC pipe (7,1 cm diameter and 70-90 cm length) to simulate a soil column. The bottom of each column was filled out with 40 cm of washed sand to facilitate drainage. The same amount of soil was used in each column (1,055 mg), but the height of the column varied according to the organic amendment and its proportion, which modified the apparent density of the soil (1,328��0,05 g���cm-3). The height of each column varied from 20 cm for the soil without amendment to 38,33��0,8 cm for the soil with 3% Lemna. After three months, the soil was treated with water (using the equivalent of the problem area infiltration rate), and was divided into three sections (7, 7 and 6 cm length). The soil from each section was air dried, sieved and its cationic exchange capacity, pH, cation solutions and extractable cations were measured to estimate RAS and PSI. An equivalent portion of each section was collected to compose a 50 g soil sample, and baseline respiration rate and tomato seedlings growth were recorded. Statistical differences (p<0,05) were observed among treatments for the variables under evaluation. Tukey test showed no differences among the proportions of organic amendments nor with the addition of gypsum phosphate to the organic amendments. The amendment which showed the lowest bioremediation potential was the Lemna, as a result of its high Na+ concentration. Under the conditions of this study, the soil column methodology used showed limitations to evaluate bioremediation because the control soil column, after being rinsed with water, also showed improvements as CE, RAS and PSI values were reduced. For some variables, the improvement noted in the control soil column surpassed those obtained with the soil amended with Lemna. Based on the best crop response amendment was vermicompost 3%.

Revestimientos Continuos Interiores de Varias Capas con Caracter��sticas de Barrera de Vapor e Higroscopicidad

El trabajo realizado ha pretendido desarrollar y caracterizar una soluci��n de revestimiento continuo interior con caracter��sticas de barrera de vapor e higroscopicidad. El objetivo ha sido desarrollar una soluci��n de revestimiento continuo interior, capaz de reducir el riesgo de condensaci��n intersticial en los cerramientos, manteniendo la capacidad de regulaci��n de la humedad del ambiente interior. ESTUDIO DE ANTECEDENTES 1 La condensaci��n intersticial La condensaci��n intersticial se produce cuando la presi��n de vapor sobrepasa la presi��n de vapor de saturaci��n en una de las capas internas del cerramiento. El vapor de agua se transfiere de los locales de mayor presi��n de vapor a los de menor presi��n. Para la situaci��n de condensaci��n intersticial, en la estaci��n de calentamiento, las presiones de vapor son m��s elevadas en el interior del edificio que en el exterior. Entonces existe una transferencia de vapor del interior hacia el exterior y es en ese trayecto cuando pueden producirse las condensaciones intersticiales si ��ste alcanza la temperatura de roc��o. Las consecuencias de la condensaci��n intersticial pueden ser varias, desde la degradaci��n de los materiales, como la corrosi��n de elementos met��licos; la pudrici��n de productos org��nicos naturales, como la madera, variaciones dimensionales de las f��bricas de ladrillo con posibilidad de deformaci��n del cerramiento y de fisuraci��n de los revestimientos continuos. Pueden tambi��n producirse fen��menos de corrosi��n f��sica provocados por la congelaci��n del agua en los elementos porosos del cerramiento. Los revestimientos continuos pueden tambi��n estar sujetos a vegetaciones parasitarias por el exterior del cerramiento o de hongos por el interior, por transferencia del agua condensada a las superficies del cerramiento. Los hongos pueden provocar enfermedades principalmente respiratorias o alergias, al alterar la calidad del aire. La condensaci��n intersticial se produce principalmente en situaciones de bajas temperaturas y elevados grados de humedad especifica exterior. Pero las condiciones de temperatura y principalmente de humedad especifica interior tienen tambi��n gran influencia en esta situaci��n patol��gica. Las condiciones de humedad relativa interior dependen de muchos factores como el tipo y uso del edificio, y en caso de vivienda, del n��mero de ocupantes, de las actividades que se desarrollan, pero esencialmente de la temperatura interior y del grado de ventilaci��n. Las soluciones constructivas tambi��n tienen influencia en el riesgo de condensaciones. Las soluciones de cerramientos con aislamientos por el interior y con capas impermeables al vapor por el exterior son las m��s problem��ticas. En esta soluci��n constructiva extrema, tenemos pr��cticamente todo el cerramiento cerca de las temperaturas exteriores, con gran concentraci��n de vapor de agua. El tipo de aislamiento tambi��n es importante, los aislamientos con gran desequilibrio higrot��rmico, como las lanas minerales, de fibra de madera, o de fibras textiles, caracterizados por el elevado aislamiento y la elevada permeabilidad al vapor, son los que presentan mayor riesgo. ��stos permiten el paso del vapor y producen un salto acentuado de la temperatura. Su colocaci��n por el interior de los cerramientos incrementa a��n m��s el riesgo de condensaciones. Estos materiales de aislamiento tambi��n se caracterizan por tener una menor energ��a primaria asociada a su fabricaci��n. Por lo tanto merecen una atenci��n especial en la b��squeda de soluciones sostenibles. As�� mismo, tambi��n puede existir riesgo de condensaciones con aquellos aislamientos de menor permeabilidad al vapor, como los polim��ricos o las espumas de vidrio, pero deficientemente aplicados, permitiendo el paso del vapor de agua por las juntas o en los encuentros con forjados, pilares o huecos. La condensaci��n de agua en los aislamientos caracterizados por una elevada permeabilidad al vapor es la situaci��n m��s problem��tica porque, adem��s de poder conducir a la pudrici��n de aislamientos de origen org��nico (como los de fibra de madera), conduce a una disminuci��n del aislamiento del cerramiento y al consecuente incremento del consumo de energ��a en la obtenci��n del confort t��rmico. Existen un conjunto de reglas y de soluciones constructivas que pueden reducir el riesgo de condensaciones intersticiales como la colocaci��n de materiales sucesivamente m��s permeables al vapor, o m��s aislantes, del interior al exterior. XXXIII Revestimientos exteriores discontinuos y ventilados y aislamientos aplicados por el exterior es la soluci��n extrema de este principio. La aplicaci��n de aislamientos impermeables al vapor es otra soluci��n, siendo necesario que se garantice que las juntas de las placas del aislamiento sean estancas, as�� como los encuentros con los forjados, pilares y huecos. Otra soluci��n es la aplicaci��n de cerramientos dobles con c��mara de aire ventilada, teniendo el cuidado de ventilar solamente la parte fr��a del cerramiento. Es necesario en estas situaciones, que se garantice que el aislamiento se encuentra aplicado en la cara exterior del ladrillo interior del cerramiento. Tambi��n es importante controlar el grado de ventilaci��n de la c��mara para que no se produzca la p��rdida de la resistencia t��rmica de la hoja de ladrillo exterior. La aplicaci��n de barreras de vapor en la parte caliente del cerramiento es una soluci��n que garantiza la reducci��n del flujo del vapor del interior hacia el exterior y consecuentemente contribuye a la reducci��n de la presi��n de vapor en su lado exterior y en la parte fr��a del cerramiento. 2 La normativa La normativa espa��ola, el C��digo T��cnico de la Edificaci��n de 2006, en su cap��tulo Ahorro de Energ��a, establece que no est�� permitida en ninguna situaci��n, la condensaci��n en el aislamiento. Todav��a existiendo condensaciones en otras capas del cerramiento, en la estaci��n de calentamiento, ��stas no pueden ser mayores que la evaporaci��n en la estaci��n de enfriamiento. La misma normativa determina que si existe una barrera de vapor en la parte caliente del cerramiento no ser�� necesario comprobar las condiciones anteriores. La normativa portuguesa, el Regulamento das Caracter��sticas do Comportamento T��rmico dos Edif��cios, de 2006, no tiene ninguna exigencia relativa a las condensaciones intersticiales. Sus autores defienden que en Portugal no es un fen��meno que pueda tener consecuencias graves en los elementos constructivos o en el consumo de energ��a. En la norma EN 13788 de 2001 est��n definidos los m��todos m��s comunes de verificaci��n de las condensaciones y de la evaporaci��n y est��n basados en el Diagrama de Glaser. En base a esta norma es posible verificar el riesgo de condensaciones superficiales y la posibilidad de desarrollo de hongos en la superficie interior del cerramiento. Pero tambi��n permite evaluar el riesgo de condensaciones debido a la difusi��n de vapor de agua. En este m��todo se considera que el agua incorporada en la construcci��n ha secado, y es aplicable en situaciones en que sean insignificantes los fen��menos de alteraci��n de conductividad t��rmica con la humedad, la liberaci��n y absorci��n de calor, alteraci��n de las propiedades de los materiales con la humedad, succi��n capilar y transferencia de humedad l��quida en los materiales, circulaci��n de aire a trav��s de grietas, y la capacidad higrosc��pica en los materiales. Me resulta extra��o que la misma norma establezca que el m��todo no debe ser utilizado para la comprobaci��n de la existencia de condensaciones, sino solamente como m��todo comparativo de diferentes soluciones constructivas o condiciones ambientales. M��s recientemente, con la norma EN 15026 de 2007, se ha introducido una alteraci��n en el m��todo de verificaci��n. Mientras que en base a la norma 13788 la verificaci��n se realiza en r��gimen estacionario, y solamente considerando algunas propiedades de los materiales como la resistencia t��rmica (R) y el coeficiente de resistencia a la difusi��n de vapor de agua (��), la norma EN 15026, determina que se realice en r��gimen variable y que otros fen��menos f��sicos sean considerados. Con respecto a la temperatura, el almacenamiento de calor en materiales secos o h��medos, la transferencia de calor con la transmitancia t��rmica dependiente de la cantidad de agua presente en los materiales, transferencia de calor latente por difusi��n de vapor de agua con cambio de fase. Con respecto a la humedad, el almacenamiento de humedad por adsorci��n y desorci��n de vapor de agua y fuerzas capilares. Transporte de humedad por difusi��n de vapor de agua, transporte de agua l��quida por difusi��n de superficie y conducci��n capilar. 3 Barreras de vapor Las barreras de vapor se caracterizan por una reducida permeancia al vapor, que de acuerdo con la normativa espa��ola NBE 79 es inferior a 0,1g /MNs o resistencia superior a 10 MNs/g. (o permeancia inferior a 1,152 g/mmHg, o resistencia al vapor mayor que 0,86 mmHg���m2���d��a /g). Esta permeancia al vapor corresponde a una capa de aire de difusi��n equivalente (Sd) de 215 cm o 2,15 metros. XXXV Todos los materiales pueden alcanzar estos valores de resistencia al vapor siempre que se utilicen con grandes espesores, pero los que m��s interesan son los que puedan tener esa caracter��stica con peque��os espesores. Existen otras clasificaciones, como la del CSTC de la B��lgica que divide los materiales de acuerdo a su permeancia al vapor. Est��n definidas 4 categor��as de barreras de vapor E1, E2, E3, E4. La categor��a E1 para los materiales con - Sd entre 2 y 5 metros, E2 ��� con Sd entre 5 y 25 metros y 3 - con Sd entre 25 y 200 metros y finalmente E4 para valores de Sd superiores a 200 metros. Estos materiales pueden ser de diferentes tipos, y con diferentes aplicaciones. Las pinturas al esmalte o emulsiones bituminosas, los films de polietileno o de aluminio, y las membranas de bet��n o vin��licas son algunos ejemplos de productos con estas caracter��sticas y que se utilizan con ese fin. Su aplicaci��n puede realizarse en la superficie interior del cerramiento como las pinturas al esmalte o en la c��mara de aire como los otros tipos mencionados anteriormente. En todo caso deben ser colocados en la parte caliente del cerramiento, por el interior del aislamiento. Las pinturas al esmalte, los barnices, o las membranas vin��licas, cuando son aplicados sobre el revestimiento interior, presentan el problema de quitar la capacidad higrosc��pica del revestimiento, sea de yeso, mortero de cemento o incluso de madera. Las emulsiones de bet��n o las membranas de bet��n son generalmente aplicadas en la cara exterior de la hoja interior del cerramiento, cuando existe c��mara de aire, por lo que necesitan ser aplicadas por el exterior del edificio y obligan a que la ejecuci��n de la hoja de ladrillo de fuera sea hecha tambi��n por el exterior, con las condiciones de seguridad y de costo asociadas. Los films de aluminio o de polietileno presentan problemas de aplicaci��n como la garant��a de estanquidad, por no ser continuos, y por que el sistema de fijaci��n poder no garantizarla. Las soluciones que parecen garantizar una mejor estanquidad y menor costo son las aplicaciones de barreras de vapor continuas y aplicadas por el interior del cerramiento, como la pintura al esmalte. Sin embargo, como ya se ha comentado con anterioridad, pueden reducir la capacidad higrosc��pica de los cerramientos y la inercia higrosc��pica de las construcciones. 4 La importancia de la capacidad higrosc��pica El agua act��a como un peque��o im��n y es atra��da por varios materiales en estado l��quido o gaseoso. Muchos materiales son capaces de contener mol��culas de vapor de aire, llam��ndose este fen��meno adsorci��n y ocurre en los materiales llamados hidr��filos. La capacidad de los materiales de variar su contenido de humedad con la humedad relativa del aire se llama capacidad higrosc��pica. La capacidad higrosc��pica de los materiales de revestimiento es importante por permitir la adsorci��n y desadsorci��n de agua en estado de vapor y as�� permitir la regulaci��n de la humedad del ambiente interior, adsorbiendo cuando la humedad relativa del aire es elevada y desorbiendo cuando la humedad relativa es baja. De acuerdo con los datos del Fraunhofer Institut y para valores de humedad por unidad de volumen (Kg/m3), el revestimiento de yeso no es el producto que presenta una mejor capacidad higrosc��pica, comparado por ejemplo con los revocos de cemento. Para valores de humedad relativa del 50%, el revestimiento de yeso presenta valores de contenido de humedad de 3,6 g/m3, el revoco de cemento 9,66 g/m3, y el revestimiento acr��lico de acabado de 2,7 g/m3. Para una humedad relativa del 95% y por tanto a��n en el rango higrosc��pico, los valores para los mismos morteros son de 19 g/m3, 113,19 g/m3 y 34,55 g/m3, respectivamente. Para una humedad relativa del 100% y por tanto en el rango por encima de la saturaci��n capilar, en la saturaci��n m��xima, los valores son de 400 g/m3, 280 g/m3 y 100 g/m3 respectivamente. Solo para valores de humedad relativa del 100% es posible verificar un contenido de humedad del revestimiento de yeso superior al del revoco de cemento. La inercia higrosc��pica permite que las variaciones de la humedad relativa del aire en una habitaci��n, tenga una atenuaci��n de los picos diarios pudiendo contribuir para el confort y para la disminuci��n de los costos energ��ticos a ��l asociados. Puede tambi��n XXXVII tener un efecto a largo plazo traducido en alteraciones de las medias mensuales en los meses de inicio y de fin de ciclos estacionales, de variaci��n de la humedad relativa. Estos son los fundamentos que han llevado al desarrollo de soluciones de revestimientos continuos interiores con caracter��sticas de barrera de vapor e higroscopicidad. ESTUDIO EXPERIMENTAL El estudio experimental consta de dos partes: - permeabilidad al vapor e capacidad higrosc��pica de materiales y productos - adherencia de revestimientos predosificados de yeso a capas impermeables al vapor. 1- Materiales y m��todos I. Permeabilidad al vapor y capacidad higrosc��pica de materiales y productos El desarrollo de esta soluci��n de revestimiento ha comenzado por el estudio de las caracter��sticas de permeabilidad al vapor y de capacidad higrosc��pica de los materiales y productos utilizados en los revestimientos continuos de cerramientos. Los primeros ensayos han sido realizados en el periodo de docencia del Curso de Doctorado en la asignatura de Aplicaciones Actuales de Conglomerantes Tradicionales, del Profesor Luis de Villanueva Dom��nguez, y han permitido el primer contacto con los m��todos de ensayos y el conocimiento de las normas aplicables. En el trabajo de investigaci��n realizado en la asignatura, se ha ensayado la permeabilidad al vapor e la capacidad higrosc��pica de morteros de revestimiento, de conglomerantes tradicionales Los materiales y productos ensayados, en ese primer trabajo experimental, han sido, mortero de escayola y cal a��rea, yeso de proyectar, mortero de cal a��rea y arena, mortero de cal hidr��ulica y arena, mortero de cemento y arena, mortero de cemento y arena con aditivos impermeabilizantes y morteros impermeabilizantes a base de cemento. En el periodo de investigaci��n del Curso de Doctorado han sido ensayados otros materiales y productos. Tambi��n con la orientaci��n del Catedr��tico Luis de Villanueva Dom��nguez se ha desarrollado el Trabajo Tutelado en el cual se han ensayado materiales y productos de revestimiento continuo de conglomerantes no tradicionales, yesos puros con adiciones naturales, yesos de proyectar con adiciones sint��ticas y capas peliculares de diferente origen. De los productos de origen sint��tico se ha ensayado la permeabilidad al vapor y capacidad higrosc��pica de estucos acr��licos de relleno (Matesica), estucos acr��licos de acabado (Matesica), mortero sint��tico de relleno/acabado para exterior o interior (Matesica), mortero sint��tico de acabado para exterior (Weber), mortero epoxi de relleno y acabado para interior (Gobbetto), morteros de agarre (BASF y Matesica), mortero de reparaci��n de cemento (Weber), mortero de reparaci��n de yeso (Weber). Se ha ensayado tambi��n la permeabilidad al vapor de capas peliculares continuas de diferentes or��genes, como aceite de linaza hervido, cera de abeja diluida en esencia de trementina, emulsi��n bituminosa (Shell), emulsi��n bituminosa con pol��mero (BASF), imprimaci��n epox��dica con cemento (BASF), pintura epox��dica (Matesica), pintura anticarbonataci��n (BASF), estuco Veneciano de cal (La Calce de la Brenta), estuco Veneciano sint��tico (Gobbetto) e impermeabilizaci��n l��quida (Weber). Han sido ensayadas tambi��n la permeabilidad al vapor y la capacidad higrosc��pica de yesos puros (portugueses) sin adiciones y con aditivos naturales (cal a��rea hidratada 1/1, cola de pescado y cola de conejo). Los yesos de proyectar han sido ensayados sin adiciones y con adiciones de l��tex SBR (BASF), acr��lico (Weber) y epoxi (Matesica). II Adherencia de revestimientos predosificados de yeso a capas impermeables al vapor Como ya se ha dicho anteriormente, hasta una humedad relativa por debajo del 95%, el revestimiento de yeso tiene una capacidad higrosc��pica inferior al revoco de cemento y al revestimiento acr��lico de acabado. Se ha elegido, de acuerdo con el profesor Luis de Villanueva Dom��nguez, este producto como capa higrosc��pica del esquema de revestimiento. Las cuestiones de tradici��n cultural, de abundancia de materia prima en la Pen��nsula Ib��rica, esencialmente en Espa��a, y los menores costos energ��ticos asociados a su fabricaci��n, determinan el origen de esta decisi��n. Para la producci��n de 1 m3 de XXXIX cemento son necesarios 12600 MJ, mientras que para 1 m3 de yeso son necesarios solamente 2640 MJ. Pero el yeso presenta otras caracter��sticas mejores que los morteros de cemento, como la menor densidad, menor conductividad t��rmica y menor efusividad t��rmica. La mejor capacidad de absorci��n de agua en la fase l��quida por capilaridad, que el mortero de cemento, es otra de las ventajas de los revestimientos de yeso que en situaciones de condensaci��n superficial interior puede evitar el goteo. El paso siguiente ha sido ensayar la adherencia de un revestimiento predosificado de yeso a las capas que han presentado caracter��stica de barrera de vapor con espesores hasta 6 mm, as�� como en aquellas en que los fabricantes recomiendan menores espesores, como el mortero epoxi de relleno y acabado y el mortero sint��tico de acabado. Se ha utilizado un revestimiento de yeso predosificado de aplicaci��n manual, portugu��s. La elecci��n de un producto de aplicaci��n manual se ha debido a la dificultad de obtener la aplicaci��n por proyecci��n en el local donde se han hecho las muestras, el taller de la Faculdade de Arquitectura da Universidade T��cnica de Lisboa. Se ha aplicado con espesor de 2 cm sobre las capas de aceite de linaza hervido, emulsi��n de bituminosa, imprimaci��n epox��dica con cemento, pintura epox��dica, impermeabilizaci��n l��quida, mortero epoxi de relleno y acabado, mortero sint��tico de acabado. Verificando que ninguno de los materiales que han presentado caracter��sticas de barrera de vapor hasta espesores de 0,6 mm proporcionaban una adherencia al revestimiento de yeso capaz de garantizar el cumplimento de todas las exigencias, se ha decidido elegir los materiales impermeables al vapor m��s finos y con diferentes or��genes para desarrollar los estudios de mejora de la adherencia. Ha sido necesario desarrollar un conjunto de experimentos con el objetivo de incrementar la adherencia del revestimiento de yeso a estos soportes no absorbentes. La adherencia de los revestimientos continuos de conglomerantes tradicionales, como el yeso sobre soportes absorbentes, se basa en una adherencia mec��nica. En este caso los cristales de yeso se van a formar dentro de la red capilar del ladrillo cer��mico o del hormig��n. Aplicando una barrera de vapor sobre ellos, se elimina esta posibilidad por aplicarse una barrera entre la estructura porosa del soporte (ladrillo u hormig��n) y el revestimiento de yeso. Se tiene que producir otro tipo de adherencia, la adherencia qu��mica. Esta adherencia se basa en los enlaces qu��micos, de tipo secundario, como los puentes de hidr��geno o las fuerzas bipolares de Van der Waals. Aunque este tipo de adherencia es menor que la que se produce sobre soportes absorbentes, puede alcanzar valores considerables. Los materiales impermeables al vapor elegidos han sido el aceite de linaza hervido, la emulsi��n bituminosa y la imprimaci��n epoxi con cemento. A estos materiales de origen natural, artificial e sint��tico, han sido aplicadas capas intermedias de arena de s��lice, mortero de cemento y arena, mortero de agarre y un puente de adherencia de acuerdo con las recomendaciones de Eurogypsum. La capa de arena ha sido aplicada con la ��ltima mano a��n fresca, mientras que las otras capas intermedias han sido aplicadas con las capas impermeables al vapor ya secas. Las capas intermedias aplicadas han sido: - al aceite de linaza hervido - arena de s��lice y puente de adherencia. - a la emulsi��n bituminosa - arena de s��lice, mortero de cemento y arena 1:1 y puente de adherencia - a la capa de imprimaci��n epox��dica con cemento - arena de s��lice, mortero de agarre y puente de adherencia. El revestimiento de yeso utilizado ha sido un yeso predosificado de aplicaci��n manual, de origen espa��ol, y se ha aplicado con un espesor de 2 cent��metros. Para la capa intermedia de puente de adherencia y siguiendo la recomendaci��n del fabricante, se ha a��adido un l��tex de SBR (con relaci��n l��tex/agua de 1/2) al revestimiento de yeso. Otra experimentaci��n realizada ha sido la adici��n del l��tex SBR al revestimiento de yeso y su aplicaci��n directamente sobre cada una de las capas impermeables al vapor, y a cada una de las capas intermedias aplicadas sobre las capas impermeables al vapor. XLI La aplicaci��n del l��tex en las proporciones de 1/2, de relaci��n l��tex/agua, puede cambiar algunas propiedades del revestimiento de yeso en pasta, en relaci��n a su aplicaci��n, o tiempo de inicio o fin de fraguado, e incluso tener influencia en el costo final del revestimiento. Puesto que la adherencia del revestimiento de yeso con adici��n del l��tex a la capa intermedia de puente de adherencia ha sido muy superior a las exigencias m��s estrictas, se ha realizado un ensayo, pero sin la adici��n del l��tex. Este ensayo se ha realizado aplicando el revestimiento de yeso sobre las capas de puente de adherencia anteriormente aplicadas sobre las capas impermeables al vapor, descritas con anterioridad. Se ha aplicado ahora un revestimiento de yeso predosificado tambi��n de aplicaci��n manual, pero de origen portugu��s. Para garantizar el cumplimiento integral de la exigencia de adherencia de 0,5 MPa, se ha hecho otro ensayo con una menor adici��n de l��tex de SBR al yeso predosificado. Se ha aplicado el l��tex con una relaci��n l��tex/agua de 1/3 y 1/4. 2 Resultados y discusi��n I. Permeabilidad al vapor y capacidad higrosc��pica de materiales y productos En el primer ensayo de permeabilidad al vapor se concluy�� que ninguno de los productos ensayados puede constituir barrera de vapor en espesores hasta 2 cm. y que lo que ha presentado mayor resistividad al vapor ha sido el mortero impermeabilizante de capa fina. Tendr��a que tener un espesor pr��ximo a los 14,12 cm para poder constituir barrera de vapor. En los ensayos de capacidad higrosc��pica, realizados solamente para humedades relativas del 50% y 95% a temperaturas de 23��C, el mortero de escayola y cal a��rea y el yeso de proyectar han presentado una capacidad higrosc��pica bastante elevada, pero como el secado ha sido realizado a 100�� C (lo que no es la temperatura adecuada para los productos a base de yeso por poder ��stos sufrir una deshidrataci��n y un cambio en su constituci��n) los resultados no pueden ser considerados. El mortero de impermeabilizaci��n de capa fina tambi��n ha presentado una buena capacidad higrosc��pica, mejor que el mortero de cemento y arena, y ��ste mejor que el mortero de cal hidr��ulica y arena, y ��ste mejor que el mortero de cal a��rea y arena. La adici��n de aditivos impermeabilizantes no ha cambiado significativamente esta caracter��stica. Como resultado de los segundos ensayos se ha concluido que existen diferentes materiales y productos que pueden constituir barrera de vapor con diferentes espesores. Los productos estuco acr��lico de relleno, estuco sint��tico de acabado, mortero sint��tico de acabado para exterior, mortero epoxi de relleno y acabado, han presentado caracter��sticas de barrera de vapor con espesores hasta 2 cm, sin embargo, son espesores superiores a los recomendados por los fabricantes de los productos. De los productos peliculares, han constituido barrera de vapor, el aceite de linaza hervido (con valores muy pr��ximos), la emulsi��n bituminosa sin pol��mero, la imprimaci��n epox��dica con cemento, la pintura epox��dica y la impermeabilizaci��n l��quida. Todos los dem��s productos ensayados no han presentado esa caracter��stica cuando aplicados en tres manos. Los yesos puros con adiciones naturales y los yesos de proyectar con adiciones sint��ticas no han presentado caracter��sticas de barrera de vapor en espesores hasta dos cent��metros. El mejor resultado ha sido el del yeso puro con adici��n de cola de pescado, que ha presentado caracter��stica de barrera de vapor con espesor de 16,32 cm. En cuanto a la capacidad higrosc��pica de los materiales y productos, el ensayo ha sido repetido recientemente con las mismas muestras, porque en el ensayo realizado para el Trabajo Tutelado no fue posible una correcta caracterizaci��n. En ese ensayo solo se han obtenido los valores de capacidad higrosc��pica para valores de humedad del 50 % �� 3 a temperatura de 23 ��C �� 2 por no disponerse de los medios necesarios para un estudio m��s completo. En el ensayo realizado recientemente en el Laborat��rio Nacional de Engenharia Civil de Portugal (LNEC), se ha utilizado una c��mara clim��tica, con control de temperatura y humedad relativa, y se han obtenido los valores de capacidad higrosc��pica para valores de humedad relativa del 25%, 50%, 75% y 95% a temperatura constante de 23�� C. XLIII En ese ��ltimo ensayo se ha verificado que para humedades relativas del 50 %, los yesos predosificados de aplicaci��n manual, portugueses y espa��oles, tienen diferentes capacidades higrosc��picas. Los yesos espa��oles han presentado una capacidad higrosc��pica de 0,2 % y el portugu��s de 0,05 %. La adici��n de l��tex de SRB no ha reducido la capacidad higrosc��pica del yeso predosificado espa��ol. Los valores se han mantenido pr��ximos para las relaciones l��tex/agua de 1/4, 1/3 y 1/2, con 0,2 %. Para valores de capacidad higrosc��pica por volumen se ha verificado que la adici��n de l��tex incrementa la capacidad higrosc��pica, estableci��ndose que los valores para el yeso espa��ol sin l��tex han sido de 2,2 g/dm3 y para los yesos con adici��n de l��tex han sido de cerca de 2,5 g/dm3. Para este valor de humedad relativa otros productos han presentado mayor capacidad higrosc��pica, como el yeso puro con cola de pescado con 5,1 g/dm3.Para morteros ensayados con espesores de 0,6 cm, el mortero de reparaci��n de yeso ha presentado un valor de capacidad higrosc��pica de 4,1 g/dm3 y el mortero de agarre (BASF) ha presentado el valor de 4,6 g/dm3. Para valores de humedad relativa del 95 %, la capacidad higrosc��pica presentada por el yeso predosificado espa��ol ha sido de 1 % y por el portugu��s ha sido de 0,27 %. La adici��n de l��tex tampoco aqu�� ha alterado la capacidad higrosc��pica. Las peque��as diferencia registradas pueden deberse al diferente tiempo en que se han realizado los pesajes, por existir ya mucha agua libre. Para valores de capacidad higrosc��pica por volumen se ha verificado que la adici��n de l��tex incrementa la capacidad higrosc��pica, estableci��ndose que los valores para el yeso espa��ol sin l��tex han sido de 10,6 g/dm3 y para los yesos con adici��n de l��tex han sido de cerca de 11,60 g/dm3 para l��tex/agua de 1/4, 13,77 g/dm3 para l��tex/agua de 1/3 y 12,20 g/dm3 para l��tex/agua de 1/2. Para este valor de humedad relativa, otros productos han presentado mayor capacidad higrosc��pica, y superiores al yeso predosificado de aplicaci��n manual espa��ol. El yeso predosificado de proyectar con adici��n de l��tex acr��lico (Weber), con 14,1 g/dm3, el yeso puro con cola de pescado con 17,8 g/dm3, el yeso puro cal a��rea hidratada con 18,3 g/dm3. Para los morteros ensayados con espesores de 0,6 cm, el mortero de agarre Matesica con valor 17,7 g/dm3, el mortero de reparaci��n de yeso con valores de 31,2 g/dm3 y el mortero de agarre BASF con valores de 48,8 g/dm3. Este ultimo valor deber��a ser verificado por haberse podido producir un error en la cantidad de agua suministrada. XLIV II Adherencia de revestimientos predosificados de yeso a capas impermeables al vapor Realizado el ensayo de adherencia del revestimiento de yeso predosificado aplicado sobre las capas que han constituido barrera de vapor con espesor hasta 6 mm, se ha verificado que los valores requeridos por la norma europea EN 13279 de 2005, con valores de adherencia ��� 0,1 MPa o rotura cohesiva por el soporte, solo no han sido satisfechos por la pintura epox��dica y por el revestimiento sint��tico de acabado. Todav��a los valores de adherencia no han alcanzado los valores exigidos por las exigencias complementarias del Laborat��rio Nacional de Engenharia de Portugal (LNEC) o las exigencias espa��olas. Las exigencias del LNEC, determinan una adherencia ��� 0,5 MPa, o una ruptura cohesiva. Las exigencias espa��olas determinan que la adherencia debe ser determinada por la rotura del revestimiento. La soluci��n de revestimiento que mejor resultado ha presentado ha sido la del revestimiento predosificado de yeso aplicado sobre la capa de aceite de linaza hervido, con una adherencia de 0,324 MPa. Tambi��n se ha ensayado la aplicaci��n de una capa intermedia de mortero de agarre entre las capas impermeables al vapor de imprimaci��n epox��dica y pintura epox��dica. Los resultados obtenidos han sido de 0,21 MPa y de 0,25 MPa respectivamente. De los valores obtenidos en el ensayo de adherencia del revestimiento de yeso predosificado a las capas peliculares elegidas que han constituido barrera de vapor cuando aplicadas en tres manos, solo algunas de las soluciones con adici��n de l��tex al yeso han cumplido las exigencias m��s estrictas. ��stas han sido las capas impermeables al vapor constituidas por emulsi��n bituminosa e imprimaci��n epoxi con cemento. Las capas intermedias de arena de s��lice sobre la emulsi��n bituminosa y sobre la imprimaci��n epoxi tambi��n han cumplido. Las capas intermedias de mortero de cemento sobre emulsi��n bituminosa, y mortero de agarre sobre imprimaci��n epoxi con cemento tambi��n han cumplido. El puente de adherencia sobre emulsi��n bituminosa e imprimaci��n epox��dica con cemento, han presentado valores muy elevados de adherencia del revestimiento de XLV yeso. Los valores obtenidos han sido tres veces superiores a las exigencias m��s estrictas. Los valores obtenidos en el ensayo de adherencia del revestimiento de yeso predosificado sobre el puente adherencia aplicado sobre las capas peliculares impermeables al vapor han sido muy cercanos a la exigencia del Laborat��rio Nacional de Engenharia Civil de Portugal. Presentan una media de 0,456 MPa. Los valores m��s bajos han sido para la soluci��n de capa impermeable al vapor constituida por aceite de linaza hervido, con el valor de 0,418 MPa. El valor m��s elevado ha sido para la soluci��n de capa impermeable al vapor constituida por imprimaci��n epox��dica con cemento, con el valor de adherencia de 0,484 MPa. Los valores obtenidos con las capas impermeables al vapor constituidas por aceite de linaza hervido han presentado roturas siempre adhesivas, o en su capa, pero con valores muy diferentes. Los valores de mayor adherencia se han producido con las capas de aceite con mayor tiempo de secado. En el ensayo de adherencia del revestimiento de yeso predosificado con adici��n de l��tex con relaci��n agua/l��tex de 1/3 y 1/4, aplicado sobre el puente de adherencia, aplicado sobre la capa de imprimaci��n epoxi se ha verificado que la soluci��n con relaci��n l��tex/agua de 1/4 ha superado la exigencia de 0,5 MPa en un 50 %. Esto resultado quiere decir que es posible aplicar una relaci��n de l��tex/agua a��n inferior. PRINCIPALES CONCLUSIONES Como principales conclusiones del estudio experimental podemos decir que es posible obtener un revestimiento continuo interior impermeable al vapor e higrosc��pico. Se pueden obtener con capas impermeables al vapor de aceite de linaza hervido (debidamente seco), emulsi��n bituminosa o con imprimaci��n epox��dica con cemento, aplicadas directamente sobre el ladrillo. Como capa higrosc��pica se puede aplicar un revestimiento de yeso predosificado, no obstante sea menos higrosc��pico que un revestimiento de mortero de cemento y arena (hasta humedades relativas del 95%). La adherencia entre la capa impermeable al vapor y el revestimiento de yeso predosificado, puede conseguirse con un puente de adherencia entre las dos capas anteriormente descritas. Si la adherencia del yeso no fuera capaz de cumplir las exigencias m��s estrictas (0,5 MPa) puede a��adirse un l��tex de SBR al yeso en una relaci��n de l��tex agua de 1/4. Esa adici��n permite una adherencia un 50 % superior a las exigencias m��s estrictas, por lo que se pueden ensayar relaciones a��n menores de L/A. Estas adiciones no restan capacidad higrosc��pica al revestimiento, pudiendo incluso incrementarla (para humedades relativas del 25% al 95%) con beneficio para la inercia higrosc��pica del edificio donde fuese aplicado. Con respecto a la influencia de la soluci��n de revestimiento propuesta en el riesgo de condensaciones intersticiales, se puede decir que no ha sido posible observar una diferencia significativa en las simulaciones realizadas, entre la aplicaci��n del revestimiento y su no aplicaci��n. Las simulaciones han sido realizadas con la aplicaci��n inform��tica Wufi 5 Pro, que respeta la normativa m��s reciente relativa a las condensaciones intersticiales. Comparando con la soluci��n tradicional de aplicaci��n de barrera de vapor en la c��mara de aire, tampoco se han verificado grandes diferencias. Cabe destacar que esta soluci��n tradicional no ha presentado diferencias en relaci��n a la no aplicaci��n de barrera de vapor. Estas simulaciones contradicen lo com��nmente establecido hasta ahora, que es considerar que la aplicaci��n de barreras de vapor en la parte caliente del cerramiento reduce considerablemente el riesgo de condensaciones intersticiales. Estas simulaciones han sido realizadas considerando que la fracci��n de lluvia adherida al cerramiento seria la correspondiente a la soluci��n constructiva y a su inclinaci��n. En la definici��n del componente pared del cerramiento no existe la posibilidad de colocar la capa de pintura exterior. Considerando la hip��tesis de que con la capa de pintura exterior, no existe absorci��n de agua de lluvia, en esta soluci��n constructiva, los valores obtenidos han cambiado considerablemente. El contenido total de agua en el elemento ha sido menor en la soluci��n con barrera de vapor en el revestimiento (pico m��ximo de 1 Kg/m2), seguido de la soluci��n de barrera de vapor en la c��mara de aire (pico m��ximo de 1,4 Kg/m2) y esto menor que la soluci��n sin barrera de vapor (pico m��ximo de 1,8 Kg/m2). El contenido de agua en la lana de roca tambi��n ha sido menor en la soluci��n con barrera de vapor en el revestimiento interior (pico m��ximo de 1,15 %), seguido de la soluci��n con barrera de vapor en la c��mara de aire (pico m��ximo de 1,5 %). y esto menor que la soluci��n sin barrera de vapor (pico m��ximo de 1,62 %).

Inmovilizaci��n de TiO2 sobre pol��meros transparentes en el UV-A para la eliminaci��n fotocatal��tica de tricloroetileno en aire

El gran desarrollo industrial y demogr��fico de las ��ltimas d��cadas ha dado lugar a un consumo crecientemente insostenible de energ��a y materias primas, que influye negativamente en el ambiente por la gran cantidad de contaminantes generados. Entre las emisiones tienen gran importancia los compuestos org��nicos vol��tiles (COV), y entre ellos los compuestos halogenados como el tricloroetileno, debido a su elevada toxicidad y resistencia a la degradaci��n. Las tecnolog��as generalmente empleadas para la degradaci��n de estos compuestos presentan inconvenientes derivados de la generaci��n de productos t��xicos intermedios o su elevado coste. Dentro de los procesos avanzados de oxidaci��n (Advanced Oxidation Processes AOP), la fotocat��lisis resulta una t��cnica atractiva e innovadora de inter��s creciente en su aplicaci��n para la eliminaci��n de multitud de compuestos org��nicos e inorg��nicos, y se ha revelado como una tecnolog��a efectiva en la eliminaci��n de compuestos org��nicos vol��tiles clorados como el tricloroetileno. Adem��s, al poder aprovechar la luz solar como fuente de radiaci��n UV permite una reducci��n significativa de costes energ��ticos y de operaci��n. Los semiconductores m��s adecuados para su empleo como fotocatalizadores con aprovechamiento de la luz solar son aquellos que tienen una banda de energ��a comparable a la de los fotones de luz visible o, en su defecto, de luz ultravioleta A (Eg < 3,5 eV), siendo el m��s empleado el di��xido de titanio (TiO2). El objetivo principal de este trabajo es el estudio de pol��meros org��nicos comerciales como soporte para el TiO2 en fotocat��lisis heterog��nea y su ensayo para la eliminaci��n de tricloroetileno en aire. Para ello, se han evaluado sus propiedades ��pticas y su resistencia a la fotodegradaci��n, y se ha optimizado la fijaci��n del fotocatalizador para conseguir un recubrimiento homog��neo, duradero y con elevada actividad fotocatal��tica en diversas condiciones de operaci��n. Los materiales pl��sticos ensayados fueron el polietileno (PE), copol��mero de etil vinil acetato con distintos aditivos (EVA, EVA-H y EVA-SH), polipropileno (PP), polimetil (metacrilato) fabricado en colada y extrusi��n (PMMA-C y PMMA-E), policarbonato compacto y celular (PC-C y PC-Ce), polivinilo r��gido y flexible (PVC-R y PVC-F), poliestireno (PS) y poli��steres (PET y PETG). En base a sus propiedades ��pticas se seleccionaron el PP, PS, PMMA-C, EVA-SH y PVC-R, los cuales mostraron un valor de transmitancia superior al 80% en el entorno de la regi��n estudiada (��=365nm). Para la s��ntesis del fotocatalizador se emple�� la tecnolog��a sol-gel y la impregnaci��n multicapa de los pol��meros seleccionados por el m��todo de dip-coating con secado intermedio a temperaturas moderadas. Con el fin de evaluar el envejecimiento de los pol��meros bajo la radiaci��n UV, y el efecto sobre ��ste del recubrimiento fotoactivo, se realiz�� un estudio en una c��mara de exposici��n a la luz solar durante 150 d��as, evalu��ndose la resistencia qu��mica y la resistencia mec��nica. Los resultados de espectroscop��a infrarroja y del test de tracci��n tras el envejecimiento revelaron una mayor resistencia del PMMA y una degradaci��n mayor en el PS, PVC-R y EVA SH, con una apreciable p��rdida del recubrimiento en todos los pol��meros. Los fotocatalizadores preparados sobre soportes sin tratamiento y con tres capas de ��xido de titanio mostraron mejores resultados de actividad con PMMA-C, PET y PS, con buenos resultados de mineralizaci��n. Para conseguir una mayor y mejor fijaci��n de la pel��cula al soporte se realizaron tratamientos qu��micos abrasivos con H2SO4 y NaOH y tratamientos de funcionalizaci��n superficial por tecnolog��a de plasma a presi��n atmosf��rica (APP) y a baja presi��n (LPP). Con los tratamientos de plasma se consigui�� una excelente mojabilidad de los soportes, que dio lugar a una distribuci��n uniforme y m��s abundante del fotocatalizador, mientras que con los tratamientos qu��micos no se obtuvo una mejora significativa. Asimismo, se prepararon fotocatalizadores con una capa previa de di��xido de silicio con la intervenci��n de surfactantes (PDDA-SiO2-3TiO2 y SiO2FC-3TiO2), consigui��ndose buenas propiedades de la pel��cula en todos los casos. Los mejores resultados de actividad con tratamiento LPP y tres capas de TiO2 se lograron con PMMA-C (91% de conversi��n a 30 ppm de TCE y caudal 200 ml��min-1) mejorando significativamente tambi��n la actividad fotocatal��tica en PVC-R y PS. Sin embargo, el material m��s activo de todos los ensayados fue el PMMA-C con el recubrimiento SiO2FC-3TiO2, logrando el mejor grado de mineralizaci��n, del 45%, y una velocidad de 1,89 x 10-6 mol�� m-2 �� s-1, que dio lugar a la eliminaci��n del 100 % del tricloroetileno en las condiciones anteriormente descritas. A modo comparativo se realizaron ensayos de actividad con otro contaminante org��nico tipo, el formaldeh��do, cuya degradaci��n fotocatal��tica fue tambi��n excelente (100% de conversi��n y 80% de mineralizaci��n con 24 ppm de HCHO en un caudal de aire seco de 200 ml��min-1). Los buenos resultados de actividad obtenidos confirman las enormes posibilidades que ofrecen los pol��meros transparentes en el UV-A como soportes del di��xido de titanio para la eliminaci��n fotocatal��tica de contaminantes en aire. ABSTRACT The great industrial and demographic development of recent decades has led to an unsustainable increase of energy and raw materials consumption that negatively affects the environment due to the large amount of waste and pollutants generated. Between emissions generated organic compounds (VOCs), specially the halogenated ones such as trichloroethylene, are particularly important due to its high toxicity and resistance to degradation. The technologies generally used for the degradation of these compounds have serious inconveniences due to the generation of toxic intermediates turn creating the problem of disposal besides the high cost. Among the advanced oxidation processes (AOP), photocatalysis is an attractive and innovative technique with growing interest in its application for the removal of many organic and inorganic compounds, and has emerged as an effective technology in eliminating chlorinated organic compounds such as trichloroethylene. In addition, as it allows the use of sunlight as a source of UV radiation there is a significant reduction of energy costs and operation. Semiconductors suitable to be used as photocatalyst activated by sunlight are those having an energy band comparable to that of the visible or UV-A light (Eg <3,5 eV), being titanium dioxide (TiO2), the most widely used. The main objective of this study is the test of commercial organic polymers as supports for TiO2 to be applied in heterogeneous photocatalysis and its assay for removing trichloroethylene in air. To accomplish that, its optical properties and resistance to photooxidation have been evaluated, and different operating conditions have been tested in order to optimize the fixation of the photocatalyst to obtain a homogeneous coating, with durable and high photocatalytic activity. The plastic materials tested were: polyethylene (PE), ethyl vinyl acetace copolymers with different additives (EVA, EVA-H and EVA -SH), polypropylene (PP), poly methyl (methacrylate) manufactured by sheet moulding and extrusion (PMMA-C and PMMA-E), compact and cellular polycarbonates (PC-C PC-Ce), rigid and flexible polyvinyl chloride (PVC-R and PVC-F), polystyrene (PS) and polyesters (PET and PETG). On the basis of their optical properties PP, PS, PMMA-C, EVA-SH and PVC-R were selected, as they showed a transmittance value greater than 80% in the range of the studied region (�� = 365nm). For the synthesis of the photocatalyst sol-gel technology was employed with multilayers impregnation of the polymers selected by dip-coating, with intermediate TiO2 drying at moderate temperatures. To evaluate the polymers aging due to UV radiation, and the effect of photoactive coating thereon, a study in an sunlight exposure chamber for 150 days was performed, evaluating the chemical resistance and the mechanical strength. The results of infrared spectroscopy and tensile stress test after aging showed the PMMA is the most resistant sample, but a greater degradation in PS, PVC-R and EVA SH, with a visible loss of the coating in all the polymers tested. The photocatalysts prepared on the untreated substrates with three layers of TiO2 showed better activity results when PMMA-C, PET and PS where used. To achieve greater and better fixation of the film to the support, chemical abrasive treatments, with H2SO4 and NaOH, as well as surface functionalization treatments with atmospheric pressure plasma (APP) and low pressure plasma (LPP) technologies were performed. The plasma treatment showed the best results, with an excellent wettability of the substrates that lead to a better and uniform distribution of the photocatalyst compared to the chemical treatments tested, in which no significant improvement was obtained. Also photocatalysts were prepared with the a silicon dioxide previous layer with the help of surfactants (SiO2- 3TiO2 PDDA-and-3TiO2 SiO2FC), obtaining good properties of the film in all cases. The best activity results for LPP-treated samples with three layers of TiO2 were achieved with PMMA-C (91% conversion, in conditions of 30 ppm of TCE and 200 ml��min-1 air flow rate), with a significant improvement of the photocatalytic activity in PVC-R and PS samples too. However, among all the materials assayed, PMMA-C with SiO2FC-3TiO2 coating was the most active one, achieving the highest mineralization grade (45%) and a reaction rate of 1,89 x 10-6 mol�� m-2 �� s-1, with total trichloroethylene elimination in the same conditions. As a comparative assay, an activity test was also performed with another typical organic contaminant, formaldehyde, also with good results (100% conversion with 24 ppm of HCHO and 200 ml��min-1 gas flow rate). The good activity results obtained in this study confirm the great potential of organic polymers which are transparent in the UV-A as supports for titanium dioxide for photocatalytic removal of air organic pollutants.

Control de la Fusariosis vascular en clavel en el suroeste de Espa��a mediante la biodesinfecci��n del suelo.

El presente trabajo presenta una evaluaci��n de las alternativas no qu��micas al 1,3 dicloropropeno + cloropicrina (AGROC) usado para el control de la fusariosis vascular en clavel en campos experimentales del suroeste de Espa��a. Esta enfermedad ha sido un factor limitante en todas las regiones del mediterr��neo para poder mantener el cultivo durante 2 a��os. Tiempo ��ste necesario para obtener un rendimiento econ��mico aceptable. La desinfecci��n del suelo est�� basada en el compostado de la materia org��nica, que combinada o no con la solarizaci��n, es agrupada bajo la denominaci��n de biodesinfecci��n. Los tratamientos evaluados fueron: compost de alperujo con o sin solarizaci��n (31d��as), compost de residuos post-cosecha de clavel y crisantemo con y sin solarizaci��n, compost de residuos post-cosecha de clavel y crisantemo + gallinaza con y sin solarizaci��n. La gravedad de la enfermedad y la producci��n de flores se evaluaron semanalmente durante los 2 a��os que dur�� el experimento. Los resultados mostraron que la biodesinfecci��n del suelo utilizando compost de clavel y crisantemo + gallinaza + solarizaci��n confiere una aceptable protecci��n contra la fusariosis vascular durante los 2 a��os que dura el cultivo. La producci��n fue significativamente mayor que en cualquier otro de los tratamientos. Los resultados adem��s sugieren que la adici��n de la gallinaza y el uso del polietileno est��ndar de alta densidad (HDPE) de forma conjunta fueron el factor clave en el ��xito de la desinfecci��n. No hubo efecto de la solarizaci��n sola, posiblemente debido a la ��poca en la cual se aplic��

Modelizaci��n de los Procesos de Cristalizaci��n en Poliolefinas

���Por lo tanto, la cristalizaci��n de pol��meros se supone, y en las teor��as se describe a menudo, como un proceso de m��ltiples pasos con muchos aspectos f��sico-qu��micos y estructurales influyendo en ��l. Debido a la propia estructura de la cadena, es f��cil entender que un proceso que es termodin��micamente forzado a aumentar su ordenamiento local, se vea obstaculizado geom��tricamente y, por tanto, no puede conducirse a un estado de equilibrio final. Como resultado, se forman habitualmente estructuras de no equilibrio con diferentes caracter��sticas dependiendo de la temperatura, presi��n, cizallamiento y otros par��metros f��sico-qu��micos del sistema���. Estas palabras, pronunciadas recientemente por el profesor Bernhard Wunderlich, uno de los mas relevantes fisico-quimicos que han abordado en las ultimas d��cadas el estudio del estado f��sico de las macromol��culas, adelantan lo que de alguna manera se explicita en esta memoria y constituyen el ���leitmotiv��� de este trabajo de tesis. El mecanismo de la cristalizaci��n de pol��meros esta aun bajo debate en la comunidad de la f��sica de pol��meros y la mayor��a de los abordajes experimentales se explican a trav��s de la teor��a LH. Esta teor��a cl��sica debida a Lauritzen y Hoffman (LH), y que es una generalizaci��n de la teor��a de cristalizaci��n de una mol��cula peque��a desde la fase de vapor, describe satisfactoriamente muchas observaciones experimentales aunque esta lejos de explicar el complejo fen��meno de la cristalizaci��n de pol��meros. De hecho, la formulaci��n original de esta teor��a en el National Bureau of Standards, a comienzos de la d��cada de los 70, sufri�� varias reformulaciones importantes a lo largo de la d��cada de los 80, buscando su adaptaci��n a los hallazgos experimentales. As�� naci�� el r��gimen III de cristalizaci��n que posibilita la creacion de nichos moleculares en la superficie y que dio pie al paradigma ofrecido por Sadler y col., para justificar los experimentos que se obtenian por ���scattering��� de neutrones y otras t��cnicas como la t��cnica de ���droplets��� o enfriamiento rapido. Por encima de todo, el gran ��xito de la teor��a radica en que explica la dependencia inversa entre el tama��o del plegado molecular y el subenfriamiento, definido este ultimo como el intervalo de temperatura que media entre la temperatura de equilibrio y la temperatura de cristalizaci��n. El problema concreto que aborda esta tesis es el estudio de los procesos de ordenamiento de poliolefinas con distinto grado de ramificacion mediante simulaciones num��ricas. Los copolimeros estudiados en esta tesis se consideran materiales modelo de gran homogeneidad molecular desde el punto de vista de la distribuci��n de tama��os y de ramificaciones en la cadena polim��rica. Se eligieron estas poliolefinas debido al gran interes experimental en conocer el cambio en las propiedades fisicas de los materiales dependiendo del tipo y cantidad de comonomero utilizado. Adem��s, son modelos sobre los que existen una ingente cantidad de informaci��n experimental, que es algo que preocupa siempre al crear una realidad virtual como es la simulaci��n. La experiencia en el grupo Biophym es que los resultados de simulaci��n deben de tener siempre un correlato mas o menos pr��ximo experimental y ese argumento se maneja a lo largo de esta memoria. Emp��ricamente, se conoce muy bien que las propiedades f��sicas de las poliolefinas, en suma dependen del tipo y de la cantidad de ramificaciones que presenta el material polim��rico. Sin embargo, tal como se ha explicado no existen modelos te��ricos adecuados que expliquen los mecanismos subyacentes de los efectos de las ramas. La memoria de este trabajo es amplia por la complejidad del tema. Se inicia con una extensa introducci��n sobre los conceptos b��sicos de una macromolecula que son relevantes para entender el contenido del resto de la memoria. Se definen los conceptos de macromolecula flexible, distribuciones y momentos, y su comportamiento en disoluci��n y fundido con los correspondientes parametros caracteristicos. Se pone especial ��nfasis en el concepto de ���entanglement��� o enmaranamiento por considerarse clave a la hora de tratar macromol��culas con una longitud superior a la longitud critica de enmaranamiento. Finaliza esta introducci��n con una rese��a sobre el estado del arte en la simulaci��n de los procesos de cristalizaci��n. En un segundo capitulo del trabajo se expone detalladamente la metodolog��a usada en cada grupo de casos. En el primer capitulo de resultados, se discuten los estudios de simulaci��n en disoluci��n diluida para sistemas lineales y ramificados de cadena ��nica. Este caso mas simple depende claramente del potencial de torsi��n elegido tal como se discute a lo largo del texto. La formaci��n de los n��cleos ���babys��� propuestos por Muthukumar parece que son consecuencia del potencial de torsi��n, ya que este facilita los estados de torsi��n mas estables. As�� que se propone el an��lisis de otros potenciales que son igualmente utilizados y los resultados obtenidos sobre la cristalizaci��n, discutidos en consecuencia. Seguidamente, en un segundo capitulo de resultados se estudian moleculas de alcanos de cadena larga lineales y ramificados en un fundido por simulaciones atomisticas como un modelo de polietileno. Los resultados atomisticos pese a ser de gran detalle no logran captar en su totalidad los efectos experimentales que se observan en los fundidos subenfriados en su etapa previa al estado ordenado. Por esta razon se discuten en los cap��tulos 3 y 4 de resultados sistemas de cadenas cortas y largas utilizando dos modelos de grano grueso (CG-PVA y CG-PE). El modelo CG-PE se desarrollo durante la tesis. El uso de modelos de grano grueso garantiza una mayor eficiencia computacional con respecto a los modelos atom��sticos y son suficientes para mostrar los fen��menos a la escala relevante para la cristalizaci��n. En todos estos estudios mencionados se sigue la evoluci��n de los procesos de ordenamiento y de fusi��n en simulaciones de relajaci��n isoterma y no isoterma. Como resultado de los modelos de simulaci��n, se han evaluado distintas propiedades fisicas como la longitud de segmento ordenado, la cristalinidad, temperaturas de fusion/cristalizacion, etc., lo que permite una comparaci��n con los resultados experimentales. Se demuestra claramente que los sistemas ramificados retrasan y dificultan el orden de la cadena polim��rica y por tanto, las regiones cristalinas ordenadas decrecen al crecer las ramas. Como una conclusi��n general parece mostrarse una tendencia a la formaci��n de estructuras localmente ordenadas que crecen como bloques para completar el espacio de cristalizaci��n que puede alcanzarse a una temperatura y a una escala de tiempo determinada. Finalmente hay que se��alar que los efectos observados, estan en concordancia con otros resultados tanto teoricos/simulacion como experimentales discutidos a lo largo de esta memoria. Su resumen se muestra en un capitulo de conclusiones y l��neas futuras de investigaci��n que se abren como consecuencia de esta memoria. Hay que mencionar que el ritmo de investigaci��n se ha acentuado notablemente en el ultimo ano de trabajo, en parte debido a las ventajas notables obtenidas por el uso de la metodolog��a de grano grueso que pese a ser muy importante para esta memoria no repercute f��cilmente en trabajos publicables. Todo ello justifica que gran parte de los resultados esten en fase de publicaci��n. Abstract ���Polymer crystallization is therefore assumed, and in theories often described, to be a multi step process with many influencing aspects. Because of the chain structure, it is easy to understand that a process which is thermodynamically forced to increase local ordering but is geometrically hindered cannot proceed into a final equilibrium state. As a result, nonequilibrium structures with different characteristics are usually formed, which depend on temperature, pressure, shearing and other parameters���. These words, recently written by Professor Bernhard Wunderlich, one of the most prominent researchers in polymer physics, put somehow in value the "leitmotiv "of this thesis. The crystallization mechanism of polymers is still under debate in the physics community and most of the experimental findings are still explained by invoking the LH theory. This classical theory, which was initially formulated by Lauritzen and Hoffman (LH), is indeed a generalization of the crystallization theory for small molecules from the vapor phase. Even though it describes satisfactorily many experimental observations, it is far from explaining the complex phenomenon of polymer crystallization. This theory was firstly devised in the early 70s at the National Bureau of Standards. It was successively reformulated along the 80s to fit the experimental findings. Thus, the crystallization regime III was introduced into the theory in order to explain the results found in neutron scattering, droplet or quenching experiments. This concept defines the roughness of the crystallization surface leading to the paradigm proposed by Sadler et al. The great success of this theory is the ability to explain the inverse dependence of the molecular folding size on the supercooling, the latter defined as the temperature interval between the equilibrium temperature and the crystallization temperature. The main scope of this thesis is the study of ordering processes in polyolefins with different degree of branching by using computer simulations. The copolymers studied along this work are considered materials of high molecular homogeneity, from the point of view of both size and branching distributions of the polymer chain. These polyolefins were selected due to the great interest to understand their structure��� property relationships. It is important to note that there is a vast amount of experimental data concerning these materials, which is essential to create a virtual reality as is the simulation. The Biophym research group has a wide experience in the correlation between simulation data and experimental results, being this idea highly alive along this work. Empirically, it is well-known that the physical properties of the polyolefins depend on the type and amount of branches presented in the polymeric material. However, there are not suitable models to explain the underlying mechanisms associated to branching. This report is extensive due to the complexity of the topic under study. It begins with a general introduction to the basics concepts of macromolecular physics. This chapter is relevant to understand the content of the present document. Some concepts are defined along this section, among others the flexibility of macromolecules, size distributions and moments, and the behavior in solution and melt along with their corresponding characteristic parameters. Special emphasis is placed on the concept of "entanglement" which is a key item when dealing with macromolecules having a molecular size greater than the critical entanglement length. The introduction finishes with a review of the state of art on the simulation of crystallization processes. The second chapter of the thesis describes, in detail, the computational methodology used in each study. In the first results section, we discuss the simulation studies in dilute solution for linear and short chain branched single chain models. The simplest case is clearly dependent on the selected torsion potential as it is discussed throughout the text. For example, the formation of baby nuclei proposed by Mutukhumar seems to result from the effects of the torsion potential. Thus, we propose the analysis of other torsion potentials that are also used by other research groups. The results obtained on crystallization processes are accordingly discussed. Then, in a second results section, we study linear and branched long-chain alkane molecules in a melt by atomistic simulations as a polyethylene-like model. In spite of the great detail given by atomistic simulations, they are not able to fully capture the experimental facts observed in supercooled melts, in particular the pre-ordered states. For this reason, we discuss short and long chains systems using two coarse-grained models (CG-PVA and CG-PE) in section 3 and 4 of chapter 2. The CG-PE model was developed during the thesis. The use of coarse-grained models ensures greater computational efficiency with respect to atomistic models and is enough to show the relevant scale phenomena for crystallization. In all the analysis we follow the evolution of the ordering and melting processes by both isothermal and non isothermal simulations. During this thesis we have obtained different physical properties such as stem length, crystallinity, melting/crystallization temperatures, and so on. We show that branches in the chains cause a delay in the crystallization and hinder the ordering of the polymer chain. Therefore, crystalline regions decrease in size as branching increases. As a general conclusion, it seems that there is a tendency in the macromolecular systems to form ordered structures, which can grown locally as blocks, occupying the crystallization space at a given temperature and time scale. Finally it should be noted that the observed effects are consistent with both, other theoretical/simulation and experimental results. The summary is provided in the conclusions chapter along with future research lines that open as result of this report. It should be mentioned that the research work has speeded up markedly in the last year, in part because of the remarkable benefits obtained by the use of coarse-grained methodology that despite being very important for this thesis work, is not easily publishable by itself. All this justify that most of the results are still in the publication phase.

Evaluaci��n del comportamiento mec��nico de estructuras de hormig��n armado utilizadas como elementos termoactivos

El objetivo de este trabajo es conocer las posibles modificaciones que puede producir en el comportamiento de las estructuras de hormig��n armado (EHA) el hecho de que sean utilizadas como estructuras termoactivas, ya sea como intercambiadores en contacto con el terreno, o como sistema de distribuci��n de calor utilizando la inercia t��rmica de los elementos de hormig��n del edificio, bas��ndose en el uso de energ��as renovables. Las EHA termoactivas se caracterizan por la incorporaci��n en su interior de tubos de polietileno por los que circulan fluidos a temperaturas medias, que pueden incidir en el comportamiento mec��nico de los elementos estructurales debido a dos efectos fundamentales: el incremento de temperatura que se produce en el interior de la EHA y la perturbaci��n provocada por la incorporaci��n de los tubos de polietileno. Con este fin, se ha realizado una campa��a experimental de probetas de hormig��n, estudiando los dos efectos por separado, por un lado se ha evaluado el comportamiento de probetas de hormig��n tipo H-25 y tipo H-30 sometidas a cuatro temperaturas diferentes: 20��C, 40��C, 70��C y 100��C, ensayando la resistencia a compresi��n y la resistencia a anclaje/adherencia mediante ensayo ���pull-out���; y, por otro lado, se ha evaluado el comportamiento de probetas de hormig��n tipo H-25 y tipo H-30, elaboradas con dos tipos de molde (cil��ndrico y c��bico), en las que se ha colocado tubos de polietileno en su interior en distintas posiciones, ensayando su resistencia a compresi��n. Los resultados de los ensayos han puesto de manifiesto que aunque se produce una disminuci��n en la resistencia a compresi��n, y a arrancamiento, del hormig��n, al ser sometido a aumentos de temperatura, esta disminuci��n de la propiedades mec��nicas es inferior al 20% al no superar esta tecnolog��a los 70��C; y respecto a la variaci��n de la resistencia a compresi��n de probetas cil��ndricas y c��bicas, debidas a la incorporaci��n de los tubos de polietileno, se observa que si la posici��n de los mismos es paralela a la direcci��n de la carga tampoco se ven comprometidas las propiedad mec��nicas del hormig��n en valores superiores al 20%. ABSTRACT The aim of this project is to study the effects of using concrete structures as thermo-active constructions, either as energy foundations or other kind of thermo-active ground structures, or as a thermally activated building structure utilizing its own thermal mass conductivity and storage capacity to heat and cool buildings, based on renewable or ���free��� energy sources. The pipes, filled with a heat carrier fluid, that are embedded into the building��s concrete elements may bring on two different adverse effects on concrete structures. In one hand, the consequence of thermal variations and, on the other hand, because of the fact that the pipes are inside of the concrete mortar and in direct contact with the reinforcing steel bars. For this reason, different types of specimens and testing procedures have been proposed to discuss the effects of temperature (20��, 40��C, 70��C y 100��C) on the performance of two different hardened concrete: H-25 and H-30, and the effects of having the pipes embedded in different positions inside of specimens made of two types of concrete, H-25 and H-30, and with two kind of cast, cylindrical and cubical. The experimental program includes the use of compressive strength test and also pull-out test, in order to investigate the interfacial adhesion quality and interfacial properties between steel bar and concrete. The results of the mechanical test showed that the increase of temperature in hardened concrete specimens lower than 70��C, and the introduction of embedded pipes placed in parallel to the load, in cylindrical or cubic specimens, does not jeopardize the mechanical properties of concrete with strength decreases higher than 20%.

Termodegradaci��n y fotodegradaci��n de polietilenos metaloc��nicos de alta densidad. Efecto de la incorporaci��n de grupos polares y de un aditivo prodegradante

Estudio comparativo del proceso de envejecimiento acelerado (promovido por la incorporaci��n de un aditivo prodegradante) exhibido por un polietileno de alta densidad con el manifestado por un copol��mero de etileno�����cido undecenoico, evalu��ndose el efecto de la presencia de grupos polares en la arquitectura macromolecular.

Modelo del c��lculo del proceso de fondeo de un emisario submarino

Se describe someramente el procedimiento de colocaci��n por fondeo de una tuber��a de polietileno en un emisario submarino. El problema estructural se plantea en grandes movimientos pero con material el��stico y deformaciones peque��as. Se estudian las distintas acciones actuales: peso propio, inundaci��n del tubo, oleaje, corriente marina, tiro de arrastre y modificaciones del esquema estructural. Algunas de las acciones anteriores son de persecuci��n (follower forces) y por lo tanto, generalmente no son conservativas. Por otra parte, se establecen las pertinentes condiciones de contorno, algunas no lineales con car��cter unilateral como es la representada por la existencia del fondo marino. Se determinan los esfuerzos y movimientos en las distintas etapas de un proceso de inmersi��n del emisario, desde su posici��n inicial de flotaci��n hasta su colocaci��n en el fondo del mar. El modelo presentado se aplica al estudio de unos casos simples de colocaci��n del emisario en el lecho marino.

Multiscale analysis of the mechanical behavior of needle-punched nonwoven fabrics

Los fieltros son una familia de materiales textiles constituidos por una red desordenada de fibras conectadas por medio de enlaces t��rmicos, qu��micos o mec��nicos. Presentan menor rigidez y resistencia (al igual que un menor coste de procesado) que sus hom��logos tejidos, pero mayor deformabilidad y capacidad de absorci��n de energ��a. Los fieltros se emplean en diversas aplicaciones en ingenier��a tales como aislamiento t��rmico, geotextiles, l��minas ign��fugas, filtraci��n y absorci��n de agua, impacto bal��stico, etc. En particular, los fieltros punzonados fabricados con fibras de alta resistencia presentan una excelente resistencia frente a impacto bal��stico, ofreciendo las mismas prestaciones que los materiales tejidos con un tercio de la densidad areal. Sin embargo, se sabe muy poco acerca de los mecanismos de deformaci��n y fallo a nivel microsc��pico, ni sobre como influyen en las propiedades mec��nicas del material. Esta carencia de conocimiento dificulta la optimizaci��n del comportamiento mec��nico de estos materiales y tambi��n limita el desarrollo de modelos constitutivos basados en mecanismos f��sicos, que puedan ser ��tiles en el dise��o de componentes estructurales. En esta tesis doctoral se ha llevado a cabo un estudio minucioso con el fin de determinar los mecanismos de deformaci��n y las propiedades mec��nicas de fieltros punzonados fabricados con fibras de polietileno de ultra alto peso molecular. Los procesos de deformaci��n y disipaci��n de energ��a se han caracterizado en detalle por medio de una combinaci��n de t��cnicas experimentales (ensayos mec��nicos macrosc��picos a velocidades de deformaci��n cuasi-est��ticas y din��micas, impacto bal��stico, ensayos de extracci��n de una o m��ltiples fibras, microscop��a ��ptica, tomograf��a computarizada de rayos X y difracci��n de rayos X de gran ��ngulo) que proporcionan informaci��n de los mecanismos dominantes a distintas escalas. Los ensayos mec��nicos macrosc��picos muestran que el fieltro presenta una resistencia y ductilidad excepcionales. El estado inicial de las fibras es curvado, y la carga se transmite por el fieltro a trav��s de una red aleatoria e is��tropa de nudos creada por el proceso de punzonamiento, resultando en la formaci��n de una red activa de fibra. La rotaci��n y el estirado de las fibras activas es seguido por el deslizamiento y extracci��n de la fibra de los puntos de anclaje mec��nico. La mayor parte de la resistencia y la energ��a disipada es proporcionada por la extracci��n de las fibras activas de los nudos, y la fractura final tiene lugar como consecuencia del desenredo total de la red en una secci��n dada donde la deformaci��n macrosc��pica se localiza. No obstante, aunque la distribuci��n inicial de la orientaci��n de las fibras es is��tropa, las propiedades mec��nicas resultantes (en t��rminos de rigidez, resistencia y energ��a absorbida) son muy anis��tropas. Los ensayos de extracci��n de m��ltiples fibras en diferentes orientaciones muestran que la estructura de los nudos conecta m��s fibras en la direcci��n transversal en comparaci��n con la direcci��n de la m��quina. La mejor interconectividad de las fibras a lo largo de la direcci��n transversal da lugar a una esqueleto activo de fibras m��s denso, mejorando las propiedades mec��nicas. En t��rminos de afinidad, los fieltros deformados a lo largo de la direcci��n transversal exhiben deformaci��n af��n (la deformaci��n macrosc��pica transfiere directamente a las fibras por el material circundante), mientras que el fieltro deformado a lo largo de la direcci��n de la m��quina presenta deformaci��n no af��n, y la mayor parte de la deformaci��n macrosc��pica no es transmitida a las fibras. A partir de estas observaciones experimentales, se ha desarrollado un modelo constitutivo para fieltros punzonados confinados por enlaces mec��nicos. El modelo considera los efectos de la deformaci��n no af��n, la conectividad anis��tropa inducida durante el punzonamiento, la curvatura y re-orientaci��n de la fibra, as�� como el desenredo y extracci��n de la fibra de los nudos. El modelo proporciona la respuesta de un mesodominio del material correspondiente al volumen asociado a un elemento finito, y se divide en dos bloques. El primer bloque representa el comportamiento de la red y establece la relaci��n entre el gradiente de deformaci��n macrosc��pico y la respuesta microsc��pica, obtenido a partir de la integraci��n de la respuesta de las fibras en el mesodominio. El segundo bloque describe el comportamiento de la fibra, teniendo en cuenta las caracter��sticas de la deformaci��n de cada familia de fibras en el mesodominio, incluyendo deformaci��n no af��n, estiramiento, deslizamiento y extracci��n. En la medida de lo posible, se ha asignado un significado f��sico claro a los par��metros del modelo, por lo que se pueden identificar por medio de ensayos independientes. Las simulaciones num��ricas basadas en el modelo se adec��an a los resultados experimentales de ensayos cuasi-est��ticos y bal��sticos desde el punto de vista de la respuesta mec��nica macrosc��pica y de los micromecanismos de deformaci��n. Adem��s, suministran informaci��n adicional sobre la influencia de las caracter��sticas microstructurales (orientaci��n de la fibra, conectividad de la fibra anis��tropa, afinidad, etc) en el comportamiento mec��nico de los fieltros punzonados. Nonwoven fabrics are a class of textile material made up of a disordered fiber network linked by either thermal, chemical or mechanical bonds. They present lower stiffness and strength (as well as processing cost) than the woven counterparts but much higher deformability and energy absorption capability and are used in many different engineering applications (including thermal insulation, geotextiles, fireproof layers, filtration and water absorption, ballistic impact, etc). In particular, needle-punched nonwoven fabrics manufactured with high strength fibers present an excellent performance for ballistic protection, providing the same ballistic protection with one third of the areal weight as compared to dry woven fabrics. Nevertheless, very little is known about their deformation and fracture micromechanisms at the microscopic level and how they contribute to the macroscopic mechanical properties. This lack of knowledge hinders the optimization of their mechanical performance and also limits the development of physically-based models of the mechanical behavior that can be used in the design of structural components with these materials. In this thesis, a thorough study was carried out to ascertain the micromechanisms of deformation and the mechanical properties of a needle-punched nonwoven fabric made up by ultra high molecular weight polyethylene fibers. The deformation and energy dissipation processes were characterized in detail by a combination of experimental techniques (macroscopic mechanical tests at quasi-static and high strain rates, ballistic impact, single fiber and multi fiber pull-out tests, optical microscopy, X-ray computed tomography and wide angle X-ray diffraction) that provided information of the dominant mechanisms at different length scales. The macroscopic mechanical tests showed that the nonwoven fabric presented an outstanding strength and energy absorption capacity. It was found that fibers were initially curved and the load was transferred within the fabric through the random and isotropic network of knots created by needlepunching, leading to the formation of an active fiber network. Uncurling and stretching of the active fibers was followed by fiber sliding and pull-out from the entanglement points. Most of the strength and energy dissipation was provided by the extraction of the active fibers from the knots and final fracture occurred by the total disentanglement of the fiber network in a given section at which the macroscopic deformation was localized. However, although the initial fiber orientation distribution was isotropic, the mechanical properties (in terms of stiffness, strength and energy absorption) were highly anisotropic. Pull-out tests of multiple fibers at different orientations showed that structure of the knots connected more fibers in the transverse direction as compared with the machine direction. The better fiber interconnection along the transverse direction led to a denser active fiber skeleton, enhancing the mechanical response. In terms of affinity, fabrics deformed along the transverse direction essentially displayed affine deformation {i.e. the macroscopic strain was directly transferred to the fibers by the surrounding fabric, while fabrics deformed along the machine direction underwent non-affine deformation, and most of the macroscopic strain was not transferred to the fibers. Based on these experimental observations, a constitutive model for the mechanical behavior of the mechanically-entangled nonwoven fiber network was developed. The model accounted for the effects of non-affine deformation, anisotropic connectivity induced by the entanglement points, fiber uncurling and re-orientation as well as fiber disentanglement and pull-out from the knots. The model provided the constitutive response for a mesodomain of the fabric corresponding to the volume associated to a finite element and is divided in two blocks. The first one was the network model which established the relationship between the macroscopic deformation gradient and the microscopic response obtained by integrating the response of the fibers in the mesodomain. The second one was the fiber model, which took into account the deformation features of each set of fibers in the mesodomain, including non-affinity, uncurling, pull-out and disentanglement. As far as possible, a clear physical meaning is given to the model parameters, so they can be identified by means of independent tests. The numerical simulations based on the model were in very good agreement with the experimental results of in-plane and ballistic mechanical response of the fabrics in terms of the macroscopic mechanical response and of the micromechanisms of deformation. In addition, it provided additional information about the influence of the microstructural features (fiber orientation, anisotropic fiber connectivity, affinity) on the mechanical performance of mechanically-entangled nonwoven fabrics.

Nuevos ecocomposites a partir de residuos pl��sticos y celul��sicos. Absorci��n de agua.

El pl��stico se ha convertido en el material del siglo XXI. Se adapta a m��ltiples aplicaciones, por eso se emplea para todo tipo de prop��sitos, entre los cuales destaca el empaquetado por su versatilidad, flexibilidad y durabilidad. Un efecto directo de su continuo uso es la producci��n de residuos polim��ricos, que tras su utilizaci��n, se desechan. A partir de ese momento, solo existen dos v��as de acci��n: reciclado y vertido. El vertido de residuos se ha convertido en un grave problema del d��a a d��a. En consecuencia, se deben tomar medidas para evitar su acumulaci��n, que implica grandes problemas medioambientales que afectan tanto a personas como a fauna y flora. Por consiguiente, para evitar el desaprovechamiento de una buena parte de los residuos, de aquellos que son pl��sticos, se lleva a cabo su reciclado. Existen tres tipos de reciclado para los materiales polim��ricos: el mec��nico o convencional, el qu��mico y la valorizaci��n energ��tica. El m��s sostenible de todos ellos es el reciclado mec��nico que adem��s es el empleado para la elaboraci��n de las probetas de este estudio. El reciclado convencional posee varias etapas, entre las cuales destacan fundir el pl��stico y procesarlo posteriormente. El producto final aparece en forma de pellets, que pueden ser transformados seg��n el uso ulterior. El pol��mero generado posee una calidad inferior a la de los materiales v��rgenes, dado que durante su utilizaci��n ha podido ser contaminado por otras substancias. Por tanto, no puede emplearse para muchos de sus pasados usos si no es reforzado con alg��n otro material. Es entonces cuando surgen los ecocomposites o biocomposites. Los ecocomposites son unos materiales compuestos de matriz polim��rica, que presentan especiales ventajas medioambientales, porque utilizan refuerzos celul��sicos de fuentes renovables y/o matrices de pl��sticos reciclados. En nuestro caso, la matriz es una mezcla de residuos pl��sticos agrarios (RAP) y urbanos, que principalmente est��n formados por polietileno de alta densidad (HDPE). Por s�� solos estos pl��sticos reciclados, no poseen las cualidades necesarias para su utilizaci��n. Por consiguiente, se refuerzan con fibras de celulosa. Estas hebras a��adidas tambi��n son residuales ya que carecen de las propiedades adecuadas para la fabricaci��n de papel y, en lugar de ser incineradas o desechadas, se emplean en los ecocomposites como ayuda para soportar los esfuerzos mec��nicos. Otro beneficio medioambiental del uso de la celulosa, es que hace que los ecocomposites sean m��s biodegradables en comparaci��n con las fibras minerales que se a��aden en los otros composites. Cabe mencionar que, al tratarse de un material totalmente reciclado, tambi��n genera una serie de ventajas econ��micas y sociales. El reciclado mec��nico necesita de trabajadores que lleven a cabo la labor. De este modo, aparecen nuevos puestos de trabajo que dan soluci��n a problemas sociales de la poblaci��n. El reciclado de pl��sticos ir�� aumentando durante los pr��ximos a��os dado que en 2014 la Comunidad Europea fij�� como objetivo una econom��a circular que implica procesar todos los residuos para evitar su acumulaci��n. En la actualidad, a��n no se reciclan gran cantidad de pl��sticos agrarios. Sin embargo, con este compromiso se espera un aumento del volumen de PE agr��cola reciclado mec��nicamente, ya que el origen del material obtenido a partir de ellos es ecol��gico y favorece el cuidado del medio ambiente, al emplear materiales de desecho en la generaci��n de los nuevos. Combinando los pl��sticos reciclados y la celulosa, se crea un material respetuoso con el medio ambiente. No obstante, existe un motivo mayor para su fabricaci��n: se trata de un compuesto con propiedades mec��nicas optimizadas que se adapta a numerosas aplicaciones como mobiliario urbano, se��ales de tr��fico��� Sus caracter��sticas a��nan los beneficios de unir ambos materiales. Por un lado, la baja densidad, las posibilidades de reciclado y la alta resistencia al impacto aportadas por el pl��stico. Por el otro, las hebras celul��sicas mejoran notablemente el m��dulo de Young, la rigidez y el l��mite de tensi��n que son capaces de soportar con respecto a probetas de misma forma pero sin fibras. Estas propiedades no son las ��nicas que se modifican al combinar las dos substancias. El refuerzo, al tratarse de un material hidr��filo, tender�� a atrapar la humedad ambiental. Como consecuencia, se producir�� un hinchamiento que es posible que repercuta en la estabilidad dimensional del material durante su uso. Asimismo, si la celulosa est�� en contacto continuo con agua, modifica su naturaleza ya que se producen una serie de cambios en su estructura. El agua genera tambi��n la rotura de las interacciones fibra-matriz en la interfase del material compuesto, lo que reduce grandemente las propiedades del ecocomposite. As�� pues, la absorci��n de agua es uno de los principales problemas de estos materiales y limita sus aplicaciones y tambi��n la reciclabilidad de los residuos celul��sicos y pl��sticos. Por lo tanto, el principal objetivo de este proyecto es la caracterizaci��n tanto de la cin��tica como del mecanismo de la absorci��n de agua en los ecocomposites a trav��s de varias t��cnicas y ensayos siempre con el fin ��ltimo de reducir la absorci��n de agua y mejorar las propiedades y las aplicaciones de estos materiales reciclados. Se estudiaron ecocomposites obtenidos a partir de residuos pl��sticos agrarios y urbanos, con una cantidad variable de celulosa residual, entre 25 y 35%. A algunos de ellos se les hab��a a��adido un per��xido org��nico en proporci��n del 0,025% o 0,05% en peso. Una parte de los materiales hab��a sido sometida a un envejecimiento acelerado de 100, 250 o 500 horas en c��mara clim��tica, donde se exponen a calor y humedad. La proporci��n no constante de celulosa se emple�� para descubrir cu��nto afecta su variaci��n en la absorci��n de agua. El per��xido estaba presente como ayuda para entrecruzar la matriz con el refuerzo, que ya se hab��a comprobado que mejoraba las propiedades mec��nicas del material, y se pretend��a investigar si tambi��n pod��a causar una mejora en la absorci��n de agua, o bien supon��a un empeoramiento. Por ��ltimo, se pretend��a estudiar si el envejecimiento de estos materiales altera la absorci��n de agua. La absorci��n se caracteriz�� principalmente a trav��s de tres procedimientos, todos ellos basados en la medici��n de ciertas propiedades tras la inmersi��n de las muestras en viales con agua destilada. Por un lado, se control�� la absorci��n midiendo la ganancia de masa de las muestras mediante una balanza anal��tica. Por otro lado, se midi�� el hinchamiento de las probetas a lo largo del tiempo. Finalmente, se caracteriz�� el agua absorbida y se midi�� la absorci��n mediante espectrofotometr��a infrarroja por transformada de Fourier (FTIR), lo que suministr�� informaci��n sobre los tipos de agua absorbida y los mecanismos de absorci��n. En el estudio del hinchamiento y de la absorci��n por gravimetr��a se tomaron todas las muestras, con una y dos replicaciones. Para la espectrofotometr��a se analizaron los filmes de c��digo 43500, 43505, 43520 y 43525. La absorci��n de agua es un fen��meno que se puede explicar en muchos casos a trav��s de la segunda ley de Fick. Para poder emplear esta ley, se toman como hip��tesis que la difusi��n es no estacionaria, la presi��n y la temperatura son constantes y se trata de difusi��n unidireccional. Para la aplicaci��n de esta teor��a, es necesario que las muestras sean l��minas bidimensionales de espesor despreciable. Los coeficientes de difusi��n se pueden calcular mediante una serie de m��todos propuestos por Crank en The Mathematics of Diffusion [5] que recopilan soluciones a esta segunda ley de Fick. La absorci��n de agua fue aumentando con el tiempo. Inicialmente, el gradiente es superior; esto es, se absorbi�� m��s durante las primeras horas de inmersi��n. Para que la difusi��n sea Fickiana, el proceso debe ser reversible y alcanzarse un valor de equilibrio de absorci��n. Nuestros resultados indican que esto no se cumple para largos tiempos de inmersi��n ya que la teor��a predice que la masa absorbida tiende a un valor constante en el equilibrio, mientras que los datos experimentales muestran una tendencia de la absorci��n a crecer indefinidamente Para tiempos cortos inferiores a 50h, al tratarse de pocas horas de inmersi��n, el material no se degrada, por lo que el proceso puede describirse como Fickiano. Se calcularon los coeficientes de difusi��n aparentes y valor estable de cantidad de agua al que tiende la absorci��n cuando el comportamiento es Fickiano. Los resultados indican que la celulosa afecta considerablemente a la absorci��n, favoreci��ndola cuanto mayor es el porcentaje de fibras. Asimismo, el per��xido no tiene un efecto rese��able en la absorci��n, porque a��na dos efectos contrarios: favorece el entrecruzamiento de la interfase matriz-refuerzo y degrada parcialmente el material, sobre todo las impurezas de polipropileno en el rHDPE. Finalmente, el envejecimiento muestra una tendencia a facilitar la absorci��n, pero es importante se��alar que esta tendencia desaparece cuando se utiliza per��xido en la composici��n del ecocomposite, por lo que el per��xido puede aumentar la duraci��n del material. Por ��ltimo, la espectroscop��a FTIR fue muy ��til para conocer los tipos de agua que se encuentran en el interior del material, ya que el espectro infrarrojo del agua absorbida depende de c��mo se encuentre unida al material. La espectroscop��a FTIR ha permitido tambi��n observar la cin��tica de absorci��n de los diferentes tipos de agua por separado. La absorci��n del agua libre y el agua ligada se describe bien mediante un modelo Fickiano. La bondad del ajuste para un comportamiento Fickiano es alta. As�� pues, los resultados obtenidos aportan informaci��n sobre la cin��tica y los mecanismos de absorci��n de agua y han mostrado que la absorci��n depende del contenido en celulosa y no empeora por la adici��n de per��xido. Por el contrario, el per��xido a��adido parece reducir la absorci��n en materiales envejecidos, lo que puede contribuir a aumentar la duraci��n de estos materiales y mejorar as�� la reciclabilidad de los residuos empleados.