2 10 64 https://repoedum.ismm.edu.cu/files/original/b58861b39f11c403aba058d699248e69.pdf dd9b01cd3eb9e6e50ffe68381c5c7473 PDF Text Text TESIS Reevaluación de los yacimientos inactivos del área LL-453 del campo Tía Juana, con perspectivas para la producción Rosmell Negrín Rivas �Página legal Título de la obra: Reevaluación de los yacimientos inactivos del área LL-453 del campo Tía Juana, con perspectivas para la producción, 62pp. Editorial Digital Universitaria de Moa, año.2015 -- ISBN: 1. Autor: Rosmell Negrín Rivas 2. Institución: Instituto Superior Minero Metalúrgico ¨ Dr. Antonio Núñez Jiménez¨ Edición: Lic. Liliana Rojas Hidalgo Corrección: Lic. Liliana Rojas Hidalgo Digitalización. Lic. Liliana Rojas Hidalgo Institución de los autores: ISMM ¨ Dr. Antonio Núñez Jiménez¨ Editorial Digital Universitaria de Moa, año 2015 La Editorial Digital Universitaria de Moa publica bajo licencia Creative Commons de tipo Reconocimiento No Comercial Sin Obra Derivada, se permite su copia y distribución por cualquier medio siempre que mantenga el reconocimiento de sus autores, no haga uso comercial de las obras y no realice ninguna modificación de ellas. La licencia completa puede consultarse en: http://creativecommons.org/licenses/by-nc-nd/2.5/ar/legalcode Editorial Digital Universitaria Instituto Superior Minero Metalúrgico Ave Calixto García Íñiguez # 75, Rpto Caribe Moa 83329, Holguín Cuba e-mail: edum@ismm.edu.cu Sitio Web: http://www.ismm.edu.cu/edum �i Ministerio de la Educación Superior Instituto Superior Minero Metalúrgico de Moa „„Dr. Antonio Núñez Jiménez‟‟ Facultad de geología y Minas Departamento de Geología Reevaluación de los yacimientos inactivos del área LL-453 del campo Tía Juana, con perspectivas para la producción Tesis en opción al título de master en geología, mención prospección y exploración de yacimientos gasopetrolíferos Autor: Ing. Rosmell Negrín Rivas Tutores: Dr.C. León Ortelio Vera Sardiñas Dr.C. Mayda Ulloa Carcassés 2015 �viii INDICE GENERAL INTRODUCCIÓN…………………………………………………………………….. 1 CAPITULO I: ESTRUCTURA GEOLOGICA DEL ÁREA INVESTIGADA……. 6 I.1.- Caracterización Física – Geológica y Geográfica………………………….. 6 I.2.- Marco geológico del Área LL-453…………………………………………….. 14 I.3.- Estratigrafía del Área LL-453………………………………………………….. 15 I.4.- Petrofísica……………………………………………………………………….. 17 CAPITULO II: METODOLOGIA APLICADA EN LA INVESTIGACIÓN……….. 20 II.1.- Metodología a seguir…………………………………………………………… 20 II.2.- Programas utilizados…………………………………………………………… 22 CAPITULO III: RESULTADOS OBTENIDOS EN LA EVALUACIÓN…………. 27 III.1.- Evaluación geológica de los yacimientos inactivos área LL-453………… 27 III.2.-Identificar los problemas asociados a pozos de los yacimientos 38 inactivos.. III.3.- Propuesta de activación de los pozos asociados a los yacimientos.. 54 inactivos del área LL 453……………………………………………………………. CONCLUSIONES……………………………………………………………………. 59 RECOMENDACIONES………………………………………………………………. 61 REFERENCIAS BIBLIOGRAFICAS……………………………………………….. 62 �ix ÍNDICE DE GRÁFICOS Y FIGURAS Figura 1.1 Ubicación geográfica de la cuenca del lago de Maracaibo… Figura 1.2 Esquema estratigráfico generalizado de la cuenca del Lago 6 de Maracaibo……………………………………………………… 8 Figura 1.3 Estratigrafía de la cuenca del lago de Maracaibo…………… 9 Figura 1.4 Columna estratigráfica regional de la cuenca del lago de Maracaibo…………………………………………………………. 12 Figura 1.5 Esquema de comunicación entre los miembros del área LL... 16 Figura 2.1 Vista Inicial del programa OFM…….…………………………... 23 Figura 2.2 Entrada Inicial de Centinela…………………………………….. 24 Figura 2.3 Entrada Inicial de Aico…………………………………………… 26 Gráfico 3.1 Mapa estructural del yacimiento B5X24……………………….. 28 Gráfico 3.1 Sección estructural pozos LL945, LL1025 y LL3825………. 28 Gráfico 3.2 Sección estratigráfica pozos LL945, LL1025 y LL3825……. 29 Gráfico 3.3 Sección estructural pozos LL 940, VLB 46, VLB 115……… 29 Gráfico 3.4 Sección estratigráfica pozos LL 940, VLB 46, VLB 115…… 30 Gráfico 3.5 Sección estructural pozos Vlb 053, Vlb 92, Vlb 174, Vlb 307, Vlb 354……………………………………………………….. Gráfico 3.6 Sección estratigráfica 30 pozos Vlb 053, Vlb 92, Vlb 174, Vlb 307, Vlb 354………………………………………………………. 31 Gráfico 3.7 Mapa estructural del yacimiento B6X24..……………………... 33 Grafico 3.8 Mapa isópaco del yacimiento B6X28 …………………………. 33 Gráfico 3.9 Sección estructural 1 pozos LL818, LL 888…………………… 34 Gráfico 3.10 Mapa estructural del yacimiento B9X04………………………. 35 �x Gráfico 3.11 Mapa isópaco del yacimiento B9X04………………………….. 35 Gráfico 3.12 Mapa base del yacimiento cretáceo 12……………………….. 37 Gráfico 3.13 Mapa base yacimiento sbarb 16………………………………… 38 Gráfico 3.14 Registro y diagrama mecánico del pozo LL 888……………… 41 Gráfico 3.15 Registro pozo LL 854……………………………………………. 43 Gráfico 3.16 Comportamiento de producción LL 854………………………. 44 Gráfico 3.17 Diagrama mecánico del pozo LL1930…………………………. 47 Gráfico 3.18 Registro y diagrama mecánico del pozo LL945……………….. 49 Gráfico 3.19 Comportamiento de producción del pozo LL945……………… 50 Gráfico 3.20 Registro y diagrama mecánico pozo LL940…………………… 52 Gráfico 3.21 Comportamiento de producción del pozo LL940……………… 53 Gráfico 3.22 Mapa real del acumulado histórico de producción del yacimiento B5X24………………………………………………… Gráfico 3.23 Mapa real del acumulado histórico de producción del yacimiento B6X28………………………………………………… Gráfico 3.24 56 Mapa real del acumulado histórico de producción del yacimiento cretáceo 12………………………………………….. Gráfico 3.26 55 Mapa real del acumulado histórico de producción del yacimiento B9X04………………………………………………… Gráfico 3.25 54 57 Mapa real del acumulado histórico de producción del yacimiento Sbarb 16……………………………………………… 58 �xi INDICE DE TABLAS Tabla 1 Lista de pozos de los yacimientos inactivos original…………………. 27 Tabla 2 Pozos del yacimiento B5X24……………………………………………. 39 Tabla 3 Pozos del yacimiento B6X28…………………………………………… 40 Tabla 4 Datos del pozo LL 1930………………………………………………… 44 Tabla 5 Datos del pozo LL1930………………………………………………….. 47 Tabla 6 Datos de pozos del yacimiento Sbarb 16 original……………………. 48 �INTRODUCCIÓN En el mundo cada día se hace más necesario el uso eficiente de la energía, y más aún cuando esta es no renovable como el caso del petróleo y el gas, que durante muchos años ha sido explotado de manera indiscriminada por las grandes transnacionales del consumo, en nuestro país el petróleo y el gas están siendo explotados de esta forma durante más de cien años, en este sentido se hace necesario revisar los métodos de recobro en la búsqueda de remanentes de hidrocarburos. El petróleo y sus derivados, representan para Venezuela el motor de la economía, motivo por el cual se busca dentro de la industria petrolera alargar la vida productiva de sus yacimientos, que abarque desde el estudio de la generación del hidrocarburos, hasta la propuesta de métodos de producción para lograr una consolidación y desarrollo sustentable de la misma y del país. En este sentido, la estatal petrolera Petróleos de Venezuela (PDVSA), es la encargada de las actividades de exploración, producción, refinación y mercado del petróleo venezolano. Como bien es cierto, uno de los procesos vitales dentro de la industria petrolera es la exploración, pues de él depende el hallazgo de hidrocarburos en el subsuelo. La etapa de producción se refiere a la producción del petróleo y del gas natural de los yacimientos o reservas. La fase de producción de un campo productor de hidrocarburos comienza después que se ha comprobado la presencia del recurso gracias a la perforación de pozos exploratorios, es por ello su interrelación. La unidad de producción Tía Juana Lago (UPTJL), tiene como misión genérica maximizar la producción de las reservas de hidrocarburos en forma eficiente y rentable, en armonía con el medio ambiente y promoviendo el crecimiento socio económico del país; con una visión de producción a largo plazo, orientada a ser reconocida internacionalmente como la empresa líder de creación de valor en el negocio de producción de hidrocarburos, a través del aprovechamiento óptimo de 1 �sus yacimientos, la eficiencia operacional y la introducción oportuna de nuevas tecnologías; con gente de primera, preparada y motivada, preservando su integridad y la de los activos, en total armonía con el medio ambiente y el entorno. En este sentido, el problema se presenta por el insuficiente nivel de conocimiento de las potencialidades gasopetrolíferas de los yacimientos inactivos del área LL453, con el fin de producir volúmenes adicionales de hidrocarburo. El objetivo general de esta investigación se refiere a “evaluar las potencialidades gasopetrolíferas de los yacimientos inactivos del área LL-453 del campo Tía Juana, para determinar las oportunidades de desarrollo”. Su objeto de estudio son los yacimientos inactivos del área LL-453 y su campo de acción es la prospectividad de estos. De este objetivo general se desprende los objetivos específicos: 1- Analizar las características geológicas de los yacimientos inactivos del área LL453. 2- Identificar los problemas asociados a los pozos completados en los yacimientos inactivos como prospectivos. 3- Evaluar información de los pozos candidatos a reactivación en los yacimientos inactivos. 4- Determinar las oportunidades de desarrollo de los yacimientos estudiados. La hipótesis se fundamenta en. Si estudian las características geológicas de los yacimientos inactivos del área LL-453, se identifican los problemas de los pozos asociados como prospectivos para su activación, se evalúa la Información de los pozos completados. Es posible evaluar las potencialidades gasopetrolíferas de los yacimientos objetos de estudio para determinar las oportunidades de desarrollo de los mismos. 2 �Para la realización de esta investigación se utilizaron los métodos empíricos y teóricos de la investigación científica. Entre los métodos empíricos usados en esta investigación tenemos la información recopilada al personal experto del área basada al estudio y conocimientos expuestos de acuerdo a la experiencia en estos procesos, dados en otros yacimientos de estudio. Los métodos teóricos que se emplearon: Anàlisis-sìntesis: se estudia por separado cada sección de la investigación, para luego sintetizar y establecer una respuesta que se colocara como evaluación de la misma. Histórico lógico: cada uno de los aspectos evaluados se le establece una investigación de historial enmarcado en registros reales y su descripción en el tiempo mediante interpretación lógica. Hipotético- deductivo: finalmente se formula la hipótesis mediante el diagnóstico del análisis del problema en estudio. La justificación está basada sobre un análisis detallado sobre inactividad de los yacimientos mencionados, con fin de poder proponer estrategias apropiadas de producción orientadas a maximizar y optimizar la recuperación de las reservas en el mismo. En el ámbito metodológico, este estudio se convierte en fuente de consulta, guía de procedimientos y orientación para gerentes dentro del área de exploración y producción, proporciona un apoyo referencial, el cual vincula el mejoramiento de los procedimientos y estimula, habilidades y destrezas para futuros problemas e investigaciones que logren detectarse en diferentes áreas de la industria. En lo social, la información contenida representa un avance en las actividades de exploración y producción de petróleo, con este estudio y análisis se logrará un mejor aprovechamiento de la producción de hidrocarburos, que no se lograba recuperar. 3 �El desarrollo de este proyecto se hace factible, ya que se cuenta con la disponibilidad de toda la información geológica, historiales de pozos y producción así como todos los materiales, equipos y software especializados para su descripción y análisis, equipos de computación para su documentación y con todo el apoyo de la unidad de producción Tía Juana Lago durante la elaboración del proyecto. En ese orden de ideas, durante la vida productiva de los pozos ocurren diferentes situaciones que reducen su capacidad de producción, tales como: arenamiento, producción excesiva de agua o gas, fallas mecánicas, etc., que obligan en un momento determinado a clasificarlos como no económicos y cerrarlos a fin de someterlos a prácticas de reparación y rehabilitación o en su defecto abandonarlos por baja rentabilidad. En la actualidad se ha estimado que los pozos venezolanos, que han sido explotados intensivamente durante largos periodos, en la actualidad producen un promedio de 7000 a 8000 barriles diarios. De igual manera, cuando se requiere el incremento de la producción de un área determinada de los pozos activos existentes, o mediante la perforación de pozos nuevos, se opta por la reactivación de los pozos inactivos existentes en el área como estrategia a usar. En la actualidad son numerosos los pozos inactivos que se encuentran en Venezuela y diversas las causas que originan la inactividad, en ocasiones la producción, o inyección han cesado en función de razones comerciales, técnicas u operativas, el permisionario o concesionario debe decidir la conveniencia o no de proceder a su abandono. Aunado a esto, la presente investigación propone un plan de desarrollo que contribuya con la generación del potencial de producción de los inactivos yacimientos del Área LL-453 del campo Tía Juana lago Zulia”. Para tal fin se pretende en un inicio hacer el estudio geológico indispensable para el conocimiento de la estratigrafía, la geología estructural, parámetros petrofísicos; así como también describir los agentes bajo los cuales estos yacimientos fueron 4 �declarados como inactivos, las posibles causas, esto mediante la revisión de los archivos de pozos y la historia de producción registrada en Centinela y en OFM. Debido a lo expuesto anteriormente, se procederá a recopilar y validar la información de los pozos en los yacimientos inactivos de las áreas LL-453 para determinar la causa de su inactividad o abandono, los problemas de los pozos asociados a estos yacimientos y de esta forma proponer planes de desarrollo que contribuyan con la generación del potencial de producción de los yacimientos inactivos. Tal como lo expone Henríquez, P. Luis, D. “Generación de un plan de desarrollo para la producción de los de los yacimientos inactivos de los campos Arecuna y Bare del distrito Múcura”. 2009 (UDO). Para la delimitar los procedimientos se revisaron estudios realizados en otros regiones como lo expone; Guerrero, M y Saavedra (2009), El área 6/9/21 de acuerdo a esto el aporte de esta investigación indica que en algunos yacimientos le permiten demostrar que existen aún reservas recuperables y se plantea nuevas localizaciones, luego para la revisión de prospección en yacimientos inactivos. En esta investigación se desarrolla un estudio más profundo de acuerdo a registros y análisis efectuados a pozos, donde determinan las causas mecánicas de la declinación de producción de los mismos. Para la investigación se realiza un diseño que permitirá dar respuesta al problema presentado, titulado: “Reevaluación de desarrollo en los yacimientos inactivos del área LL-453 del Campo Tía Juana con perspectiva para la producción”. 5 �CAPITULO I. CONSTITUCIÓN GEOLÓGICA DEL AREA INVESTIGADA I.1 Caracterización física geográfica Cuenca del Lago de Maracaibo Desde el punto de vista geográfico la Cuenca de Maracaibo se sitúa dentro de la hondura hidrográfica del lago. En términos geológicos, es del tipo intermontano (González de Juana et al.1980). En un enfoque estructural, tres sistemas de fallas que se ordenan de forma triangular, limitan dicha cuenca. Este ordenamiento triangular está comprendido por el Sistema de Falla de Boconó al Este y Sureste; el Sistema de Falla de Santa Marta al Oeste y Suroeste; cerrando la geometría, al norte por el Sistema de Falla de Oca, que aparentemente separa la cuenca petrolífera de Maracaibo de la Cuenca del golfo de Venezuela. Figura 1.1 Ubicación geográfica de la Cuenca del Lago de Maracaibo (Meléndez 1986) La cuenca de Maracaibo es la primera en importancia en Sur América y una de las 6 �más importantes en escala mundial; los siguientes datos son indicativos de su magnitud dentro del perímetro delimitado, se calcula un volumen de sedimentos de 250.000 kilómetros cúbicos (con un espesor máximo de sedimentos de 11.000 metros entre el Cretácico y Post-Cretácico). Se han descubierto un total de 40 campos petrolíferos, entre los cuales ocho se califican como gigantes por estimarse una producción individual final de al menos 500 millones de barriles y se conocen unos 700 yacimientos en producción activa. La cuenca de Maracaibo es notable por su actual relieve estructural, por su complejidad geológica y por su prolífico hábitat de hidrocarburos. En esta cuenca se han descubierto campos gigantes, como el Costanero Bolívar, La Paz-Mara, Lama-Lamar y otros. Se han perforado unos 10 000 pozos, la mayoría de los cuales se encuentran en producción. El tipo de hidrocarburos varia de pesado/mediano/liviano a condensado y gas. 7 �Figura 1.2 Esquema Estratigráfico Generalizado de la Cuenca del Lago de Maracaibo. (Tomado de http://www.pdvsa.com/lexico/mcaibo.htm) 2008. 8 �Figura 1.3 Estratigrafía de la Cuenca del Lago de Maracaibo. Gerencia Desarrollo de yacimientos revisión 2011. 9 �- Hábitat de Hidrocarburos La cuenca de Maracaibo ha sido objeto de estudios geoquímicos, realizados con la finalidad de investigar el origen de los hidrocarburos y los procesos de generación, migración y entrampamiento. El resultado de los estudios realizados hasta la fecha indica que las principales rocas madre pertenecen al Cretácico y de ellas la más importante es la Formación La Luna. Esta formación tiene un material orgánico entre 1 y 10% y fue depositada en ambientes marinos anóxicos y su materia orgánica no presenta estructura interna. También se ha determinado que existen rocas madre terciarias con condiciones favorables para generar hidrocarburos; sin embargo, todavía no se ha podido determinar con precisión la localización de los crudos eventualmente generados por ellas. En orden cronológico, la primera área donde hubo generación de hidrocarburos (cocina) se encuentra ubicada en la parte nor-oriental de la cuenca actual, donde tuvo lugar la máxima subsidencia del Eoceno. Esta subsidencia causó la maduración principalmente de las rocas madres del Cretácico y la generación de petróleo y posteriormente de gas. Con base a reconstrucciones paleoestructurales, se postula que los hidrocarburos formados en esa época migraron hacia el sur-oeste, acumulándose temporalmente a lo largo de una franja paralela a la cocina. A raíz del basculamiento de la cuenca en el Mioceno, al producirse el levantamiento de la parte nor-este de la cuenca, los hidrocarburos remigraron en esa dirección y dieron lugar a las grandes acumulaciones de los campos de la Costa Bolívar en formaciones clásticas del Eoceno y Mioceno. Durante esta remigración, parte del petróleo originalmente liviano fue sometido a biodegradación, transformándose en petróleo pesado. Los Campos Mara y La Paz, por el contrario, son probablemente parte del cinturón original donde se acumularon los hidrocarburos antes de las remigraciones del Mioceno. 10 �El basculamiento de la cuenca de Maracaibo provoco, además, el establecimiento de condiciones favorables para la generación de hidrocarburos en una segunda cocina, restringida inicialmente al extremo sur-occidental de la cuenca en el Mioceno temprano, la cual se fue extendiendo hacia el nor-noreste, hasta cubrir casi totalmente la cuenca, produciendo la maduración de las rocas madre cretácicas en la misma. Durante este proceso, es probable que la forma de la cocina haya sufrido modificaciones debido al levantamiento andino contemporáneo, hasta adquirir la forma actual de la antefosa andina paralela a la cadena. Estas grandes modificaciones han tenido evidente influencia sobre las direcciones de migración. Los principales campos que se han alimentado con esta generación se encuentran en los grandes yacimientos del Lago de Maracaibo (Lama, Lamar, Centro, Ceuta y otros) y en los yacimientos de la Costa Occidental y de Colón (Boscán, Alpuf, Alturitas, Tarra, Rosario y otros). En todas estas áreas, el petróleo se encuentra entrampado en areniscas terciarias y en calizas cretácicas fracturadas. En la parte más profunda de la cuenca, al pie de los Andes, también existen rocas madre terciarias que se estima que han alcanzado la maduración para la generación de hidrocarburos. Hoy en día, la mayor parte de la Formación La Luna ha alcanzado suficiente madurez para la generación de hidrocarburos. La única parte inmadura se encuentra ubicada al nor-oeste de la cuenca en el área de Perijá. - Características sedimentarias de los intervalos productores Los intervalos estratigráficos que producen o han producido cantidades comerciales de hidrocarburos en esta cuenca petrolífera son: El substrato, el intervalo de calizas cretácicas, el Paleoceno, el Eoceno inferior y medio y el Mioceno. En algunos de ellos el petróleo puede ser considerado autóctono del 11 �intervalo productor, en otros ha migrado de otras formaciones. En la Figura 1.4 se pude observar la estratigrafía presente en el área. Figura 1.4 Columna Estratigráfica regional de la cuenca del Lago de Maracaibo. Gerencia estudios integrados 2012. - Área LL 453 Está ubicada 20 Km costa afuera de la Cuenca del Lago de Maracaibo y cubre una extensión aproximada de 90 kilómetros cuadrados. El área contiene una acumulación petrolífera, cuya gravedad varía de 22 a 33 ó API y fue descubierta en 1945, con la perforación del pozo LL 453. La estructura del área de interés LL 12 �453, es un monoclinal fallado con buzamiento Sur - Sureste que varía entre 2 y 4 grados. Estas fallas exhiben desplazamientos de ángulo alto, los cuales causaron que el área se subdividiera en bloques. Las fallas tienen un rumbo Noroeste Sureste, con buzamiento al Noreste y saltos que varían entre 250 y 350 pies de Sureste a Noroeste. Los yacimientos involucrados, están limitados por tres grandes fallas normales, con desplazamientos desde 40 hasta 600 pies, y orientándose Noroeste – Sureste, hacia el Sur -Sureste por un contacto agua petróleo y hacia el oeste por limites de erosión y truncamiento. Estudios locales y regionales indican que la fuente de sedimentos depositados, se situaban en dirección suroeste y que la subcuenca se extendía hacia el este-noreste. El fallamiento del tipo normalgravitacional causó una ligera rotación de las capas hacia el sur contra cada falla que generó un bloque independiente. Desde el eoceno superior y durante el Oligoceno las capas en el área y áreas vecinas fueron levantadas rotando hacia el sur y sureste como un conjunto y progresivamente erosionadas. Las capas fueron rotadas entre 1º y 4º hacia el suroeste antes de la conclusión de la erosión y entre 2º y 3º hacia el Sureste después de ser cubierto por lutitas de la formación La Rosa de edad Mioceno. El área LL 453 está dividida en 3 bloques principales, las cuales son: .- Bloque Norte: Abarca el yacimiento B-5-X , B-8-X 05 .- Bloque Central. Abarca el yacimiento B-7-X 11, B-8-X 06 .- Bloque Sur: Abarca el yacimiento B-7-X 13, B-9-X 04. Cada uno de estos yacimientos posee características diferentes, debido a la heterogeneidad que presentan. Esta diferencia se visualiza en los valores de porosidad, permeabilidad, saturación y en los promedios energéticos (presiones); además de la ºAPI del crudo; producción de petróleo, agua y gas, profundidades, entre otros. 13 �I.2 Marco geológico -Estructura: Las áreas de estudio se encuentran en el campo costanero Bolívar, al centro-Este de la cuenca del lago de Maracaibo, Edo. Zulia, Específicamente al Suroeste del área eoceno norte. El modelo estructural utilizado en este estudio, es el oficial definido por PDVSA E&P (Julio 2011) allí se observan dos familias principales de fallas que son comunes en gran parte de la cuenca del lago de Maracaibo las cuales son: Fallas transcurrentes lateral izquierda con tendencias Norte Sur extensivas a nivel regional, como las fallas de icotea y pueblo viejo que pasa justo al oeste y al sureste del área de estudio respectivamente (Lugo and Mann 1995). Numerosas fallas normales con tendencias Noroeste- Sureste las cuales crean un terreno complejo tipo “horst y graben” en el Eoceno y en rocas más viejas, pero tiende a desvanecerse hacia arriba ó llegar a estar dentro del oligoceno –mioceno en intervalo más joven, típicamente exhiben un desplazamiento normal, pero algunas tienen componente de desplazamiento transcurrente. Comúnmente estas fallas terminan y/o se desplazan por las fallas norte sur principales. Estas fallas de dirección Noroeste – sureste y oeste - Estas delimitan las áreas LL370/LL453. El área LL 453, se divide en tres (3) fallas separadas en “echelon” indicando mayores espesores en el lado deprimido y hacia el Oeste de los yacimientos corresponde a un límite de truncamiento, mientras que en el área LL 370, su comportamiento estructural está representada básicamente por un solo yacimiento. La estructura del área es un monoclinal con buzamiento sur-sureste que oscila entre 5° y 6°, delimitado por fallas normales de alto ángulo, las cuales causaron que el área se subdividiera en bloques. Además está compuesta de capas plegadas, que forman un pliegue de nariz (nariz estructural) con inclinación hacia 14 �el sureste y con un rumbo noroeste-sureste. I.3 Estratigrafía: Los miembros pertenecientes a las arenas B de la Formación Misoa de edad eoceno dividida en las diferentes unidades son B-9, B-8-, B-7, B-6, B-5, B-4, B-3, B-2 y B-1 encontrándose estos últimos (B-1 y B-2) totalmente erosionado en esta área. El área se fue depositada en un ambiente fluvio-deltaico con influencia de mareas, presentando espesores que oscilan entre 160 a 200 pies. El Miembro B-6-X al igual que el B-7-X dividido en varios yacimientos, de acuerdo al patrón de falla en sentido noroeste-sureste predominante en el campo, lo cual ha servido de base para la elaboración y desarrollo del estudio geológico del área, considerando cada una de las unidades como cuerpos independientes debido a diferencias en sus características litológicas, sedimentarias, propiedades petrofísicas y presiones, además de estar separadas mediante superficies de inundación que garantizan su comportamiento como distintas unidades de flujo. Es conveniente precisar que según el estudio realizado por Pdvsa en el año 2000, se encontraron yacimientos con entrada o salida de fluidos, especialmente a partir de 1957 fecha a la cual se inició la inyección de gas en el área, lo que fue corroborado a través del balance de materiales. Trayendo como consecuencia que algunos yacimientos presenten balance de fluidos negativos y que otros muestren una producción mayor a la que deberían recuperar, afectando los cálculos de reservas de los mismos. 15 �UNIVERSIDAD DEL ZULIA C ARA CT ERIZ ACIÓ N PE TRO FÍS IC A N A REA L L-45 3 S B-5 B- 6-X B- 7-X B- 6-X .30 B -X. 13 -5 B - 3-X B 09 X. - 6- X. 18 -6 B - X. B 15 B- 7- X. 13 B -7- X. 13 -8- X) B( -7 B B- B- 9-X .04 A REA L L- 37 0 11 - X. 8- 1 X 0. -5- X -4 B 4 -6 -X. 1 B 06 X. 2 11 O CT ) E SP B- -9 X O ( PR B -5- X. 06 -7 B B -X -5 B X 0 .1 8-X .05 05 - X. ) B-8 -X -9 B( B- 6 B -7 0 -X .1 7 -X .0 13 B-Inferior Figura 1.5 Esquema de comunicación entre los miembros del Área LL-453. Fuente: Fase II Eoceno Área LL-370/453 Arenas B6-B9 de Estudios Integrados de Exploración y Producción (2000). - Sedimentología Los sedimentos correspondientes a los miembros B-9 y B-6 fueron depositados, en su mayoría dentro de un ciclo de regresión marina. En general el área fue estable o sufrió una lenta subsidencia. La cuenca estaba localizada hacia el este y el norte. La fuente de sedimentos aportó mucho material de grano grueso. Durante el proceso de sedimentación hubo suficiente tiempo para permitir que los ríos retrabajarán la planicie fluvial, limpiando las arenas. Los sedimentos depositados en los deltas, zonas interdeltáicas, anteplaya y costa afuera, muestran relaciones típicas de un ciclo de regresión. 16 �La distribución de las arenas en sentido vertical y horizontal indica que los ríos desembocan en un mar de poca profundidad, donde las corrientes costeras transportaban los sedimentos a lo largo de la costa. El ciclo de transgresión comenzó con el avance del mar, retrabajando las arenas de la parte superior del miembro B-6 y continuó durante la sedimentación de los miembros B-5, B-4 y hasta parte de B-3. Desde la parte superior del miembro B-6 hasta la parte superior del miembro B-5, la depositación ocurrió en aguas someras y está representado en su mayoría por ambientes de tipo anteplayas, lagunas y barras costa afuera, donde había influencia de mareas y fuertes corrientes costeras. La parte superior de B-5 y la inferior de B-4, está compuesta, mayormente de sedimentos finos, lutitas con arenas delgadas y láminas de arena. Estos intervalos constituyen la sedimentación costa afuera del ciclo regresivo. Los intervalos restantes, comenzando con B-4 (parte superior) e incluyendo los intervalos B-3 hasta B-2 que se han preservado por debajo de la discordancia, están compuestos por capas con alternancia cíclica de areniscas y lutitas interestratificadas con zonas de láminas de arenisca y lutitas. La abundancia de arena en éste intervalo, puede representar un nuevo ciclo regresivo del mar ó un cambio en la fuente de sedimentos. I.4 Petrofísica Mediante la caracterización petrofísica de la formación se definen las propiedades de la roca e identifican las zonas prospectivas del área en estudio. La petrofísica se basa en los resultados cuantitativos de los parámetros de porosidad, permeabilidad y saturación de fluidos. A partir de estos parámetros es posible obtener los mapas de isopropiedades, los cuales permiten optimar la selección del área e intervalos de cañoneo. Además de implantar en conjunto con las otras disciplinas el mejor plan de extracción de las reservas presentes en el yacimiento. 17 �En general, la petrofísica ofrece una cantidad de datos fundamentales en las operaciones que son requeridas para una producción óptima de los yacimientos, como por ejemplo: - Control de profundidad del pozo - Determinación del tope y base de un estrato - Cálculo de valores de porosidad. saturación de hidrocarburos y permeabilidad de las rocas - Deducción de la presencia de fluidos y su distribución en las rocas, como por ejemplo: petróleo, agua y gas. - Toma de muestra de formación (presiones, fluidos, etc.) - Detección de fracturas - Completación / abandono de los pozos (exploratorios, avanzada y desarrollo) - Calibración núcleos / perfil - Cuantificación del petróleo original en sitio (POES) y reservas - Desarrollo optimo de yacimientos (recuperación primaria, secundaria, y - terciaria) - Simulación de yacimientos - Estudios petrofísicos de nuevas cuencas - Complemento al modelo geológico Modelo dinámico: esta etapa analiza la interacción dinámica roca-fluido del yacimiento; el propósito fundamental es desarrollar metodologías que permitan comprender de una manera integral como se desplazan los fluidos en el sistema poroso (roca). Tales parámetros servirán para alimentar los modelos de simulación numérica de yacimientos. Los parámetros petrofísicos: a, m, n, se obtuvieron a través del gráfico de Pickett, la densidad de la matriz de datos de núcleos, el RW de análisis muestras de agua de formación. El cálculo de arcillosidad se realizó en función del GR lineal, el 18 �cálculo de porosidad efectiva se realizó en función del volumen de arcillosidad, el cálculo de PHIT se realizó en función del PHIE calculado y se calculó DPHI y RHOB en función de PHIT. La permeabilidad absoluta se calculó a partir de la porosidad y permeabilidad de núcleo y del VSH. Finalmente para finalizar el capítulo 1 podemos precisar que el área de producción LL-453, produce de los miembros B-4 a B-8 de la Formación Misoa, la cual constituye un complejo deltáico de edad Eoceno Inferior a Medio, distribuida arealmente a todo lo largo de la cuenca del Lago de Maracaibo, siendo sus principales productores B-6 y B-7. Todos estos miembros, están asociados a un acuífero común de baja actividad. Los miembros B-6, B-7 y B-8 son considerados como una sola unidad hidráulica, ya que existe comunicación entre ellos a través de fallas. 19 �CAPITULO II METODOLOGIA APLICADA EN LA INVESTIGACIÓN II.1 Metodología La metodología a desarrollar para alcanzar los objetivos planteados, se compone de 3 fases fundamentales, conformadas por diversas etapas. La secuencia metodológica se describe a continuación: Fase I. Recopilación y análisis de información Fase II. Elaboración de secciones y gráficos Fase III. Interpretación de datos La Fase I se compone de: Recopilación de información Una vez conocida el área de estudio, se procedió a la recopilación y validación de la información referente a los yacimientos y pozos inactivos de las aéreas LL-453 del campo Tía Juana Lago. Se creó una base de datos que permitió llevar a cabo cada una de las etapas del procedimiento establecido. Se realiza la revisión bibliográfica que permite reforzar los conocimientos necesarios para ejecutar el proyecto. Esta fase comprende la consulta de libros, textos, tesis y artículos relacionados con el tema de estudio y el área de trabajo en general. Además se consultaron los manuales de las herramientas computarizadas que fueron utilizadas, entre ellas: CENTINELA, OFM 2005, AICO. Todo esto con el fin de afianzar las bases teóricas que sustentan el estudio. En esta sección se ubicarán datos importantes de las causas mecánicas y geológicas para el cierre de los pozos en los yacimientos. o Validación de datos de los pozos existentes 20 �El objetivo de esta etapa consiste en delimitar el número de yacimientos inactivos a ser estudiados, a partir de una selección hecha en el Libro Oficial de Reservas 2007, teniendo como fecha de cierre Junio del año 2008 (08) y tomando en cuenta las siguientes consideraciones: 1. Producción Anual: 0 BN. 2. Ningún Pozo Categoría 1. 4. Reservas Remanentes > 5 MMBN. 5. Espesor de Arena > 15 pie (’). Estas últimas consideraciones se usarán para incluir aquellos yacimientos que no tienen pozos completados, con el fin de proponer la perforación de nuevas localizaciones horizontales. o Análisis de los datos disponibles de los pozos En base a la información obtenida de los archivos o carpetas de pozos, se elaboran las fichas de pozos, las cuales contienen en forma resumida: la fecha de inicio de perforación y de completación de los pozos, arenas producidas, trabajos realizados (estimulaciones o reacondicionamientos permanentes), intervalos cañoneados, pruebas oficiales de completación y pruebas de producción. Además a través del programa CENTINELA y OFM 2005 se obtiene, la clasificación de los pozos por categoría y estado. Las categorías utilizadas por PDVSA para clasificar los pozos son: Categoría 1: Pozos activos (En la información de Centinela). Categoría 2: Pozos que requieren trabajos menores para reactivarlos a producción. Categoría 3: Pozos que requieren trabajos mayores, con cabria en sitio para reactivarlos a producción. Categoría 5: Pozos antieconómicos, con alta producción de fluidos indeseados. Categoría 8: Pozos inyectores de agua o gas. 21 �Categoría 9: Pozos abandonados. Esta información es de mucha utilidad para la selección de pozos con posibilidades de reactivación o de abandono físico. En la Fase II, posterior a la identificación de los pozos pertenecientes a los yacimientos inactivos se lleva a cabo la parte más importante de la investigación que es el levantamiento de la revisión geológica de los yacimientos inactivos del área LL-453 mediante el modelo geológico. Esto ayudó a la interpretación de la productividad de los mismos. Luego de tener los aspectos geológicos se procedió a realizar gráficos con historial de producción, relación gas petróleo, petróleo agua a través de la herramienta OFM. Finalmente en la Fase III obtenidos estos resultados se interpretaron para realizar la recomendación de reactivaciones de pozos en estudio. II.2 Programas utilizados o Oil Field Mamager 2005 (OFM 2005) OFM es un software de análisis de yacimiento y pozo que ayuda a mejorar la gerencia de producción y el seguimiento de las reservas con una avanzada vista de vigilancia y poderosas herramientas de pronósticos. Este software está diseñado para entregar un método eficiente de visión, relación y análisis de información de producción y yacimiento en una variedad de volumen de trabajo de ingeniería establecido. 22 �Figura 2.1 Vista inicial del programa OFM 2005. Las extensas herramientas del software automatizado OFM (tales como mapas de bases interactivos con tendencia de la producción, presiones de burbuja, análisis de curvas de declinación, y análisis de curvas tipo) reducen el tiempo que gasta el ingeniero analizando dicha información, dándole así más tiempo para orientar su información para un buen uso. OFM es una poderosa aplicación que desarrolla un eficiente método para relacionar y visualizar datos de producción del yacimiento. Facilita todas las capacidades esperadas de un visualizador de datos de primera línea como un sistema integrado, provee un conjunto de herramientas destinadas a automatizar tareas, compartir y relacionar datos. Esta aplicación permite trabajar una amplia variedad de tipos de datos para identificar tendencias, anomalías y pronosticar producción. Estos tipos de datos son los siguientes: Datos dependientes del tiempo (mensual, diario y esporádico). Datos que dependen de la profundidad (registros de los pozos y diagramas de completación). 23 �Datos estáticos (coordenadas, datos únicos para los pozos, datos de propiedades geológicas). Datos financieros (incluyendo ganancias y costos de las operaciones). Para la utilización de esta información OFM trabaja con un grupo de tablas que contienen los datos correspondientes. Cada tabla es identificada por un nombre y cada elemento de la tabla para ser acezado por OFM. o CENTINELA (Base de datos de PDVSA) Es una herramienta automatizada que sirve de apoyo para facilitar información contable, operacional y de las instalaciones, de manera oportuna y en línea, asegurando flexibilidad de respuesta a los objetivos de producción e inyección; control, seguimiento y análisis de las operaciones de producción actuales y futuras; utilizando para ello tecnología de avanzada en el área de informática. Este producto funciona en una arquitectura Cliente/Servidor, abierta con una interfaz gráfica, adaptable a las necesidades requeridas en el mundo petrolero. Figura 2.2. Entrada inicial de Centinela. Sus principales ventajas son: 24 �a) Garantiza la calidad del dato, mediante el uso de modelos matemáticos de validación, lo cual incrementa la credibilidad del usuario. b) Permite el seguimiento continuo a los parámetros operacionales de las instalaciones, y al comportamiento de producción de cada pozo y de los proyectos de recuperación secundaria. c) Dispone de mecanismos de seguridad para su acceso, de una forma integrada al nivel de cada componente del producto. d) Permite la incorporación de nuevas aplicaciones, y se integra fácilmente con otros productos. e) Provee consultas gerenciales a través de páginas Web (Intranet). El objetivo principal es asistir al personal de las Unidades de Producción de los Grupos de Yacimientos y Producción, en el control de la producción de pozos, facilitando la toma de decisiones necesarias para cumplir con los objetivos de producción. - Aico matriz de data pozos. Este programa se emplea para ejecutar matriz con datos obtenidos mediante la integración de los programas centinela y OFM Manager, cumple un factor importante ya que a través de este se visualizó data integrada para así realizar diagnósticos respectivos de pozos y de yacimientos. 25 �Figura 2.3 Entrada Inicial de aico. Finalmente con estos procesos anteriormente mencionados se estableció una serie de información valiosa para realizar la metodología de la investigación de los yacimientos inactivos del área LL-453. 26 �CAPITULO III. EVALUACIÓN DE LOS RESULTADOS Para el estudio geológico de los yacimientos inactivos del área LL-453 se identificaron inicialmente los pozos que pertenecen a dichos yacimientos donde se identifican 6 pozos que en algún momento estuvieron activos. Esto para realizar las secciones del yacimiento para esto se tomó referencia y procedimiento de lo expuesto por Díaz, M. (ULA, 2009). Evaluación geológica del Yacimiento VLA0006 del Miembro Santa Bárbara de la formación La Rosa (Mioceno), orientada a nuevas oportunidades de desarrollo en el área 6/9/21 del Bloque I, Lago de Maracaibo. Tabla 1. Lista de pozos de los yacimientos inactivos original. Aico Y a c i m i e n t o P o z o s L L 9 4 0 * B 5 X 2 4 L L 9 4 5 * L L 8 1 8 B 6 X 2 8 L L 8 8 8 B 9 X 0 4 L L 8 5 4 C R E T A C I O L L 1 9 3 0 L L 9 4 0 S B A R 1 6 L L 9 4 5 Á r e a L L 4 5 3 C a t e g o r i a 5 5 3 9 9 3 5 5 D E S C R I P C I Ó N R E C O M P L E T A D O R E C O M P L E T A D O S U P E R F I C I E A B A N D O N A D O A B A N D O N A D O D I F E R I D O T E M P O R A L A Y S A Y S III.1 Revisión geológica de los yacimientos inactivos del área LL-453 Se efectúa la evaluación geológica mediante mapas y secciones tanto estructurales como estratigráficas de los yacimientos inactivos del área LL-453. 27 �III.1.1 Revisión geológica del Yacimiento B5X24 Gráfico 3.1. Mapa estructural del yacimiento B5x24 Luego se realiza la sección estructural y estratigráfica de los pozos asociados a este Yacimiento de acuerdo a la historia y registro de pozo LL-945 y LL-940 Gráfico 3.1.Sección estructural 1 pozos LL-945, LL-1025 y LL3825, dirección oeste-este, datum estructural6500´. 28 �Gráfico 3.2. Sección estratigráfica 1 pozos LL-945, LL-1025 y LL3825, dirección oeste-este, datum estratigráfico B-6 Gráfico 3.3. Sección estructural pozos LL-940, Vlb 046, Vlb 115, Vlb 127, Vlb 58, Vlb 452, dirección oeste este, datum estructural -6500´. 29 �Gráfico 3.4.Sección estratigráfica 2 pozos LL-940, Vlb 046, Vlb 115, Vlb 127, Vlb 58, Vlb 452, dirección oeste este, datum estratigráfico B-6. Gráfico 3.5. Sección estructural 3 pozos Vlb 053, Vlb 92, Vlb 174, Vlb 307, Vlb 354, dirección sur oeste, noroeste, datum estructural –6500’. 30 �Gráfico 3.6.Sección estratigráfica 3 pozos Vlb 053, Vlb 92, Vlb 174, Vlb 307, Vlb 354, dirección sur oeste noreste, datum estratigráfico B-6 De acuerdo a la revisión geológica se realiza a través de un mallado de secciones tanto estratigráficas y estructurales que fueron trazadas aproximadamente paralelas a la línea preferencial de sedimentación del área al igual que otras perpendiculares a los contornos estructurales, en ambos sentidos unas para observar la continuidad lateral de las arenas y las otras para corroborar la estructura presente. La estructura buza hacia el SO muy suave, oscila de 3° a 5°. En el área no se observan pozos que hayan atravesado fallas estructurales pudiendo afectar de alguna manera el espesor en la columna litológica; sin embargo este espesor si se ve influenciado por la Discordancia del Eoceno a nivel de la unidad B-5; es por ello que en algunas zonas se visualizan cambios en el espesor de B-5. La unidad B-5 está constituida en un 25 a 35% de areniscas, consiste principalmente de capas interestratificadas y delgadas de areniscas y lutitas, los 31 �intervalos productivos están principalmente limitada a la arena marcadora en B-5 en la mayor parte del yacimiento, como consecuencia de la erosión en esta unidad. Esta secuencia se podría dividir en 3 unidades donde se encuentra un intervalo inferior formado por una secuencia estrato decreciente, una secuencia intermedia denominada arena marcadora de B-5, y la parte superior presenta interestratificación de areniscas y lutitas; sin embargo para el área de estudio debido a la erosión del Eoceno solo se puede apreciar la parte inferior de dicha unidad antes mencionada. Por otra parte, cabe mencionar que pocos pozos cuentan con registros DensidadNeutrón como para tener un indicio de la presencia de zonas de gas. En la parte más alta de la estructura se puede mencionar el pozo VLB-1452 como hay evidencia de gas hacia el tope del cuerpo de arena en la unidad B-5. No existen datos de registro newtron. III.1.2 Revisión geológica del Yacimiento B6X24 De acuerdo a la revisión geológica mencionamos la unificación de los yacimientos B-6-X.18 y B-6-X.28 se conformo el yacimiento B6 LL659. Esto para propiciar un estudio más sustancial abordando mucho más volumetria de produción de petróleo y gas. 32 �Gráfico 3.7. Mapa estructural del yacimiento B6X24 (mapa sin escala) Grafico 3.8. Mapa isópaco del yacimiento B6X28 (mapa sin escala) 33 �Gráfico 3.9. Sección estructural 1 pozos LL-818 y LL-888, dirección noreste-sureste, datum estructural -6500’ El yacimiento de interés siendo el B-6-X.28 solo comprende dos pozos completados siendo estos el LL-818 (abandonado) y LL-888. La unidad B-6 se desarrollaron ambientes bien definidos caracterizados por complejos depositacionales tipo fluviales, canales distributarios, abanicos de ruptura (espolón), barras de desembocadura. El Miembro B-6-X del área de estudio tiene un espesor promedio a los 250´ y está compuesto por un 80% de areniscas y el resto corresponde a areniscas y lutitas. La secuencia B-6-X en el área fue depositada dentro de un ciclo regresivo, el predominio n la orientación de la sedimentación es en sentido N-S y suprayace e infrayace a los miembros B-7-X y B-5-X. Por otra parte, cabe mencionar que de los dos pozos ninguno cuenta con registros Densidad-Neutrón como para tener un indicio de la presencia de zonas de gas. El buzamiento del yacimiento es de NO-SE de bajo ángulo y sin mayor complejidad estructural; los límites para el yacimiento B-6-X.28 hacia el Norte es una barra de permeabilidad y hacia el Sur por un contacto agua petróleo original. 34 �III.1.3 Revisión geológica del Yacimiento B9X04 Gráfico 3.10. Mapa estructural del yacimiento B9X04 (mapa sin escala) Gráfico 3.11. Mapa isópaco del yacimiento B9X04 (mapa sin escala) 35 �El yacimiento B9X04 se encuentra ubicado en la parte Suroeste del área LL-453 asociado a la unidad de producción Tía Juana Lago (UPTJL), este yacimiento parte de la unificación de los yacimientos B-9 VLA0013 por reinterpretación geológica, se crea el yacimiento B9 LL854. El yacimiento oficial B-9-X 04, se encuentra al Sur del área LL453, en sentido Noroeste-Sureste esta limitado por una falla y en dirección Suroeste-Noreste por una falla y un límite de erosión; sin embargo hacia el Sur está limitado por un contacto agua petróleo original. De manera general el miembro B-9-X representa la base de la sucesión progradacional en las arenas B Inferior. Está conformado principalmente por lutitas, que pueden contener intervalos interestratificados delgados de areniscas, con pobre calidad de reservorio. Estratigráficamente los intervalos de areniscas son generalmente discontinuos y lenticulares. Se interpreta principalmente depositado en ambiente de prodelta, donde las lutitas de mayor espesor, y alta conductividad representan la facies más distal. Las unidades más arenosas que presenta la parte superior de B-9-X, se depositaron posiblemente en un ambiente de frente deltáico. Para el yacimiento B-9-X.04 cuenta con un pozo (LL-854) es por ello que no se pudo correlacionar con otro y así hacer una interpretación del área, sin embargo luego de la unificación se cuenta con más pozos para así definir con más detalle el yacimiento año 2014 secciones en proceso de creación. III.1.4 Revisión geológica del Yacimiento Cretáceo 12 El yacimiento Cretáceo 12 se encuentra ubicado al Norte del área LL-453 específicamente en la parcela A-260, es el único yacimiento de edad Cretáceo en dicha área en el cual solo se encuentra completado el pozo LL-1930. 36 �Desde el punto de vista estructural el área presenta un conjunto de fallas que divide toda la región en bloques, estas fallas presentan una dirección preferencial SO-NE. Hacia el área del Campo Tía Juana, se aprecia una falla principal la cual se encuentra muy cerca del límite de concesión entre Tía Juana y Bloque I (Unidad de Producción Lagomar), de esta falla a su vez, se observan dos fallas secundarias asociadas a esta las cuales se encuentran conformando un pequeño bloque en el cual se encuentra ubicado el yacimiento Cretáceo 12. Gráfico 3.12.Mapa base del yacimiento cretáceo 12 La perforación del pozo LL-1930 evaluó las formaciones que integran el intervalo de las calizas cretácicas, principalmente el Grupo Cogollo; el cual está conformado por las formaciones Apón, Lisure y Maraca, además de evaluar la Formación Río Negro. Otras Formaciones atravesadas fueron: La Luna, el Miembro Socuy de la Formación Colón y la Formación Mito Juan; esta última completa el ciclo de las formaciones cretácicas encontradas en la cuenca del Lago de Maracaibo. Para este yacimiento no se contó con los datos de registros para realizar las secciones geológicas. 37 �III.1.5 Revisión geológica del Yacimiento SBARB 16 3.5 Gráfico 3.13. Mapa base yacimiento sbarb 16 (mapa sin escala) En lo que corresponde a la geología para el yacimiento SBARB 16 no se cuenta con información a nivel del servidor de un mapa oficial del yacimiento, sin embargo hay una imagen del mapa isòpaco donde se puede observar que los mismos corresponden a límites de roca, adicionalmente no se cuenta con un mapa estructural que ayude para corroborar la estructura del yacimiento entre otros puntos a considerar. Para este yacimiento tampoco se contó con datos de registros efectuados a pozos para realizar las secciones geológicas. III.2 Identificación de los problemas asociados a los yacimientos inactivos del área LL-453. III.2.1 Identificación problemas presentados en pozos del yacimiento B5X24. Los pozos LL-940 y LL-945 asociados a este yacimiento fueron reubicados en el yacimiento Sbarb-16 como se puede apreciar en tabla 2. 38 �Tabla 2. Pozos del yacimiento B5X24 POZOS DENTRO DEL YACIMIENTO B5X24 LL-940 LL-945 LL-1025 5 5 5 CATEGORIA Qo (BNPD) 23/01/1981 62 23/01/1981 21 15/02/1967 462 LLB0031 3 28/02/1995 33 % AyS 0 0 0 94 RGP (PCN/BN) 3475 1071 681 30939 3027 183 1546 240 1563168 135440 B6-X.30 B5 LLB0031 Np (M BLS) 230 236 70 Wp (M BLS) Gp (M PCN) YACIM IENTOS COM PLETADOS 3 215097 248167 B-5-X 24 SBA RB 16 2841 385 16 3 246 498 1452964 431645 21610 B-6-X 30 B-5-X 24 SBARB 16 OTROS YACIM IENTOS ORIGINAL B-5-X 24 (1956-1957) R/C SBARB 16 ( 1957-1982) ORIGINAL B-6-X 30 (1956-1961) R/C B-5-X 24 ( 1961-1964) R/C SBARB 16 ( 1978-1981) OROGINA L B-6-X.30 ( 1958-1967) BLOQUE XII. LAGUNILLA S COM ENTARIOS A LTA RGP A NTIECONOMIC O A LTA PROD_AGUA A LTA PROD_AGUA A LTA PROD_AGUA Se realiza una recopilación de los datos obtenidos en las diferentes fichas del yacimiento y se identifica los pozos que fueron recompletados desde el B5X24 hacia el SBAR 16, por lo cual en este yacimiento no existen pozos prospectivos, en consecuencia en el año 2012 se unifica con otro yacimiento para llamarse VLB 0046 donde la mayoría de los pozos corresponden a otro horizonte geográfico perteneciente a la Unidad de Producción Centro Sur Lago. 39 �III.2.2 Identificación problemas presentados en pozos del yacimiento B6X28 Tabla 3. Pozos del yacimiento B6X28 POZOS DENTRO DEL YACIMIENTO CATEGORIA Qo (BNPD) % AyS RGP (PCN/BN) Np (MBLS) Wp (MBLS) Gp (MPCN) YACIMIENTOS COMPLETADOS OTROS YACIMIENTOS LL-888 LL-818 9 01/07/1961 126 1 07/09/2005 30 0 94 8556 491 33 3011 10 765 645489 3900328 B-6-X.28 B-6-X.28 OROGINAL B-6-X.28 ( 1955-1961) ORIGINAL B-5-X 13 (1954-2005) Tal y como se describe en la tabla, solo existen 2 pozos LL-888 y el LL 818, el pozo LL-818 fue cementado por lo cual solo cuenta con un pozo disponible o con prospectividad para evaluar. Pozo LL 888: datos generales: LOCALIZACIÓN: LL-AP-36A SEGREGACIÓN: TM YACIMIENTO: SBARB 16 PARCELA/BLOQUE: A-266 EF/ MLAG: LL-00/ CAT/EDO/FECHA: 9/ (AD-AY) / 01/06/64 MÉTODO DE PRODUCCIÓN: GL POTENCIAL EN FRÍO: 0 BN El pozo LL-888 fue completado sencillo, el 16 de febrero del 1955 se completa el pozo como productor sencillo en el yacimiento B-6-X.28; perforando hasta 6700’ y cementando revestidor de 7” a 6671’, se cañonearon y probaron 2 intervalos: 6415’-6453’ (probó 250 BNPD con 16500 de RGP) y 6523’-6535’ (252 BNPD con 2811 RGP) ambos sin agua (limpios). Se cañoneo también 6546’-6564’; completándose en el intervalo: 6523’-6564’ sel. Probó: 2102 BBPD con 0.8% de AyS y 550 de RGP. El 23/02/55 prueba 1289, con 686 RGP y 12% de AyS. 10/07/55 prueba 671 BBPD con 6% de AyS y 486 de RGP. El 11/07/55 Prueba 671 BBPD con 40% de AyS y 378 RGP. (Durante el mismo mes, es cerrado HW con 40% de AyS). Para el 04/10/55 se probó el intervalo: 6546’-6564’; Probó: 40 �1008 BBPD con 46% de AyS, Posteriormente se forzó cemento al intervalo mencionado y se probó el intervalo 6523’-6535’; Probó 126 BNPD sin agua y 1571 de RGP; se recañoneo el intervalo: 6523’-6529’ y se completo el pozo con el intervalo ( 6523’-6535’) abierto; probó: 480 BNPD sin agua; se mantuvo en el orden de la producción hasta el 17/06/61, cuando por incremento de RGP por encima del orden permitido ( 4000 RGP) ,se decide reiniciar estudio para su reactivación, solo resta por condiciones de superficie (línea de flujo y atracadero). Gráfico 3.14. Registro y diagrama mecánico del pozo LL-888 El pozo LL-818 fue completado originalmente en febrero de 1953 como productor sencillo del yacimiento. B-5-X, 13 en el int. 6548'-6554' sel. En ese mismo año se procedió a nivel del int. 6444'-6513' sel, el cual se hizo s/p. Posteriormente en agosto de 1955 se cementó el int. 6444'-6513' con la finalidad de RAG y cañoneándose el int. 6506'-6524' y 6537'-6554'. El 13/05/95 se detectó comunicación a través del obturador, según registro dinámico PyT, razón por la cual fue cerrado AR-CC (ER). Con la finalidad de eliminar dicha condición insegura y reactivar la producción del pozo, en agosto de ese mismo año se realiza un trabajo de rehabilitación, el cual consistió en Eliminar Comunicación, AAA, RCÑ y RIGL. Con este último trabajo el pozo respondió con una producción promedio de 900 BNPD hasta febrero de 1997, cuando su corte de agua aumentó a 40%. 41 �En septiembre del 2000 se corrió un PLT (CCL-GR-Presión-Temperatura-Spinner, Gradiomanómetro)+ CBL-VDL, el cual indicó que el único intervalo que aportaba parcialmente fluido al pozo era el 6444'-80' (entre 8 y 10' de la parte superior de dicho intervalo). El resto de los intervalos aparentaban no producir, debido a que el spinner no realizó movimiento alguno. De igual forma, no se observó ningún tipo de filtración al nivel del fondo del pozo, donde existe la obstrucción. En Febrero del 2001 se realizó un forzamiento de cemento a todos los intervalos abiertos y se re-cañonearon los int. 6493'-6554' sel. Posteriormente el pozo incrementó su corte de agua en un 50%, por lo que fue necesario realizarle un Registro PLT el 10/05/01. El 19/04/03 se realizó Chequeo de Fondo. El 08/12/03 se procedió a realizar cambio de arbolito, sin embargo el trabajo no fue ejecutado. EL 08/01/04 se realizó Chequeo de Fondo encontrándose el pozo parcialmente arenado. El 16/06/04 con el fin de corregir fuga a nivel de superficie se desconectó y levantó la válvula maestra, sin embargo se observó que el adaptor se encontraba soldado a la tubería 2 7/8", razón por la cual el trabajo fue suspendido. Actualmente el pozo se encuentra Cat. 3 Edo AR-NP abandonado. No se encontró ficha del pozo por tal motivo no tenemos información de registros y diagrama mecánico. III.2.3 Identificación problemas presentados en pozos del yacimiento B9X04 Pozo LL854: datos generales LOCALIZACIÓN: LL-AS-21 SEGREGACIÓN: TM YACIMIENTO: B9 LL 854 PARCELA/BLOQUE: A-278 EF/ MLAG: LL-00/ CAT/EDO/FECHA: 9/ (AD-AY) / 01/06/64 MÉTODO DE PRODUCCIÓN: GL POTENCIAL EN FRÍO: 0 BN 42 �Gráfico 3.15. Registro pozo LL-854 El pozo LL-854 fue completado sencillo el 23/03/54 en el yacimiento B-9-X.04 donde fue probado en el intervalo 7222’ – 6566’ sel de las arenas C-2-X y C-1-X donde produjo 100% agua, de igual forma se probo el yacimiento STA. BARB en la arena B-9-X y produjo alto porcentaje de agua, por lo que fue forzado con cemento en esos intervalos. Probó 333 BPPD, 803 PCN/BN. El 03/08/59 realizo trabajo de limpieza y abrió arenas adicionales. Se limpio hasta 6710’ fijo tapón puente a 6690’, cañoneo el intervalo 6529’-6555’ sel, acidifico el intervalo 6529’- 6611’ sel., fracturo en 2 etapas PMax: 5800’ lppc, PMin: 5100 lppc. Probo y dio 50% AyS, aisló empaco el intervalo 6529’-6555’, recañoneo el intervalo 6593’-6605’. El tapón puente quedo a 6611’. Probo 72 BPPD, 833 PCN/BN, 46% AyS. 43 �Gráfico 3.16. Comportamiento de producción LL-854 El 24/10/62 se abandonó el pozo con tapón de cemento a 112’. Yacimiento fue drenado a través de este pozo según datos de yacimientos según el estudio integrado. III.2.4 Identificación problemas presentados pozos del yacimiento Cretáceo 12 Tabla 4. Datos del pozo LL-1930 44 �Pozo fue completado a hueco abierto en las calizas del CRETACEO-12 en el intervalo (13285'-14374' OH). Debido a su baja producción inicial 318 BPPD. El 25/01/74 fue estimulado con acidificación a nivel del Cretáceo, a nivel del Cretáceo. Bombeo 200 Bls de emulsión acida ( 65% HCL+35% Diesel Oil), con inhibidor (HAI-50), estabilizador de emulsión (U-77), 60 #/100 gal de Silicar de Flúor y 40#/1000 gal adomita (WAC-11), Bombeo 350 gal de HCL al 28%, con inhibidor (HAI-50), posteriormente Bombeo 350 bls de agua del lago con un 0.5% Corexit - 8576, por último se bombeo 1000 gal de un agente diversificante (J-133). Inmediatamente después de esa estimulación el pozo produjo un total de 224 barriles por dos horas (2680 BPPD) y 460 barriles por las próximas 5.9 horas (1873 BPPD) pero su producción siguió declinando rápidamente. El 26/01/74 probó 861 BPPD, 6251 PC/BN, 0.3% AyS, Red. 3/8". El 28/01/74 probó 83 BPPD, 53084 PC/BN, 16% AyS, Red. 1/4". El 16/03/74 se clasificó (CH) El 14/10/74, la gabarra V-104 se mudó al pozo, el 20/10/74 se sacó la tubería de completación, observándose que las ranuras de dicha tubería estaban limpias, además se encontró relleno hasta 13,320'. El 02/11/74, Segunda Acidificación a nivel del Cretáceo, en 5 etapas: a) Se bombeo 8400 gal de emulsión ácida (1/3 de HCL al 28% + 2/3 de Gas Oil) con 150 lbs de Adomite agua por cada 1000 gal de emulsión acida. B) Bombeo 4200 gals de HCL al 15%. C) Posteriormente se bombeo 4200 gals de agua del lago tratadas con 5 lbs de j133(reductor de fricción) por cada 1000 gal de agua y 0.5% por volumen de COREXIT 8576. D) se bombeo 1008 gal de divergente tratado con 100 lbs de Adomite agua por cada 1000 gal de divergente. Las etapas 2, 3,4 se realizaron de la misma forma a la anterior, la etapa 5, se procedió de la misma manera hasta la etapa “B”, se bombeo 12.600 gals de Slick Water tratada con 0.5% por volumen de Corexit 8576. 45 �El 02/11/74 probó 2160 BPPD, 537 PC/BN, 2% AyS y Red. 3/8". El 24/11/74, Declarado No Comercial a nivel del Cretáceo. Según criterio volumetrico a la fecha. El 22/10/75 se probó Las arenas “C”-7-X con resultados insatisfactorio, Producción 1981 BBDP, con alto corte de agua. El 01/06/89 Mediante trabajo de recompletación realizó corte a 10629’ y bajando Tapón Puente a 12206‟ , cañoneo los intervalos: 11300’-11315’,11247'-11237', 11183’-11178’,11163’-11153’ a 4 tpp, con cañón de 2-1/8”, bajo empacadura BGD DE 9-5/8” X 3” a 10.460, con tubería de Producción de 3” , N-80, completándose así en el yacimiento C-7-X, en función de lo señalado el MMH aprobó transferir la poca Producción al pozo LL-983 (B-6-X.14). El pozo presenta problema en superficie LRM sin planchada de llegada, la de trabajo está a punto de caerse/ no tiene líneas/ arbolito 80% corroído. Pozo cerrado categoría 3 TD-AL desde el 23/04/96 El pozo exploratorio en profundidad (LL-1930), fue dedicado a evaluar un alto cretáceo sismográfico en el área de TIA JUANA, el mismo fue comenzado el 19 de septiembre de 1973 y culminado el 25 de enero de 1974, perforando la secuencia cretáceo hasta 14.375’, probando la sección cretácea a hueco abierto, el espesor penetrado fue de 1110’ y 377’ de Caliza penetrada , mostrando Porosidad de 4.87% con Saturación de Área de 15.9, en el mismo se determinaron los espesores para los miembros del grupo cogollo obteniendo los siguientes datos: La formación MARACA tiene 39 pies de espesor, porosidad de 5,2%, saturación 9,6% y movilidad 87,3%. La formación LISURE tiene 140pies de espesor, porosidad 4,6%, saturación 11,1% y movilidad 21,5%. La Formación APÖN tiene 131 pies de espesor, porosidad 4,6%, saturación 15,6% y movilidad 15,6%. Pozo con alta posibilidades de ser activado no solo por su aporte de crudo, si no que es potencialmente productor de gas. 46 �Tabla 5. Datos del pozo LL1930 FECHA 13/02/2014 POZO LL-1930 CAMPO PARCELA TÍA JUANA LAGO A-260 LOCALIZACIÓN LL-AF-AG-327 TIPO COMPLETACIÓN SELECTIVA COORDENADAS UTM NORTE: PROFUNDIDAD TOTAL (PIES) TVD: 14375' MD: 14375' ULTIMO ESTADO FECHA TD-AL 23/04/1996 YACIMIENTO ARENAS INTERVALO ABIERTO (PIES) CRETACEO 12 C-7-X 13285'-14375' (OH) TIPO DE POZO VERTICAL TVD: 1,116,810.5999 ESTE: PROF. MÁX. LIBRE (PIES) MD: FECHA: ESTACION DE MULTIPLE DE FLUJO GAS LL-80 PRESIÓN AL DÁTUM (LPC) 10.864 Lpcc @ 15100' 234,765.6050 TIPO FUND LRM FECHA 25/01/1975 NIPLE OTIS “R” REV. DE 13 3/8”, @ 6860‟ NIPLE OTIS “R” MANGA DE CIRCULACION NIPLE OTIS “R” OBTURADOR OTIS WB NIPLE + P.TUBERIA REV. 9 5/8 @ 11980‟ “ REV. 7” @ 13285‟ Gráfico 3.17. Diagrama mecánico del pozo LL-1930 III.2.4 Identificación de problemas presentados pozos del yacimiento Sbarb 16 En este yacimiento inicialmente se visualizaron en matriz de datos obtenida en el programa AICO una serie de pozo en total 13 de los cuales solo 2 permanecen en el Yacimiento SBAR 16; LL940, LL 945. 47 �Tabla 6. Datos de pozos del yacimiento Sbarb 16 original Pozo LL945: datos generales LOCALIZACIÓN: LL-AV-37A YACIMIENTO: SBARB-16 EF/ MLAG: LL-74/ MÉTODO DE PRODUCCIÓN: GL SEGREGACIÓN: TM PARCELA/BLOQUE: A-281 CAT/EDO/FECHA: 5/ (UW-HW) / 23/02/98 POTENCIAL EN FRÍO: 0 BN 48 �Gráfico 3.18. Registro y diagrama mecánico del pozo LL945 El pozo LL-945 fue terminado el 31/08/56 como productor sencillo en el yacimiento B-6-X.30 en el intervalo 6820’-6868’ selectivo. Probó 1887 BPPD, 488 PCN/BN, 0.0% AyS. Para octubre del 56 probó 4894 BPPD, 490 PCN/BN, 0.0% AyS. El13/09/58 debido al corte de agua se colocó tapón puente a 6848’ quedando en producción el intervalo 6820’-6840’. Probó 2900 BPPD, 558 PCN/BN, 0.0% AyS. En octubre del 58 probó 2262 BPPD, 436 PCN/BN. Para noviembre del 1959 probó 688 BPPD, 851 PCN/BN, 56% AyS. El febrero del 61 clasificado HW (EW). El 21/08/61 se forzó cemento al intervalo 6820’-6840’. Se cañoneó y se probó el tope del yacimiento B-6-X.30 en el intervalo (6813’-6821’) resultando con alta producción de agua. Se aisló el yacimiento B-6-X.30 mediante tapón puente a 6790’ y se recompleto en el yacimiento B-5-X.24 en el intervalo 6760’-6770’. El 49 �pozo probó 964 BPPD, 2338 PCN/BN, 0.1% AyS. El 16/06/64 probó 277 BPPD, 1350 PCN/BN, 60% AyS. El 31/07/64 clasificado HE (EW). El 25/07/78 se recompleto en el yacimiento SBARB-16, aislando el yacimiento B-5-X.24 con tapón puente a 6754’. Se cañoneó el intervalo 6740’-6747’ a 4 HPP y se instalo equipo LAG. El pozo probó 83 BPPD, 1108 PCN/BN, 7.0% AyS. El 12/08/78 se verificó fondo a 6748’. El 05/09/79 se tomo muestra donde arrojó 2.4% AyS, 2.0% de arena. El 08/09/79 se clasifico AR-AN (ER). El 14/09/79 verificó fondo a 6738’. El 20/02/80 se clasifico nuevamente AR-NP (ER). EL 04/09/80 realizó forzamiento arena petróleo y empaco con forro ranurado de 3-1/2” (0.020”), coloco equipo LAG. Realizó bombeo de 148 sacos de grava 16-25, 532 barriles de petróleo, tasa: 0.5-3.0 lpg, Pmin: 2800 Lppc, Pmax: 4200 Lppc. El pozo LL-945 se cerró por un factor volumétrico de producción que en ese momento sus límites eran muy cerrados por la tanto pozos por debajo de 50BBPD eran cerrados, sin tomar en cuenta el potencial gasífero, seUlt.Np:16326bls recomienda activar. 5 G 5-3 LL-74 Ult.GP:21610000bls Ult.Wp: 3219bls SBARB 16 04/01/2015 300 LL 945-3 Tasa de Petroleo(DC) ( bls/d ) 200 Tasa de Liquidos ( bls/d ) 100 0 1978 79 80 81 82 FECHA 1000 LL 945-3 800 Tasa de Gas(DC) ( Mpc/d ) Tasa de Iny . Gas Lif t(DC) ( Mpc/d ) 600 400 200 0 1978 79 80 81 82 FECHA 37.5 Corte de Agua ( % ) LL 945-3 30.0 22.5 15.0 7.5 0.0 1978 79 80 81 FECHA Gráfico 3.19. Comportamiento de producción del pozo LL945 50 82 �Pozo LL940: datos generales LOCALIZACIÓN: LL-AX-37A SEGREGACIÓN: TM YACIMIENTO: SBARB 16 PARCELA/BLOQUE: A-344 EF/ MLAG: LL-74 / LL-1055 CAT/EDO/FECHA: 5/ (UR-AO) / 08/02/88 MÉTODO DE PRODUCCIÓN: GL POTENCIAL EN FRÍO: 0 BN El pozo LL-940 fue completado originalmente el 23/06/56 como productor sencillo del en yacimiento B-5-X.24, (6912’-7011’ SEL). El 01-07-56, probo: 2413 BBPD, 1093 RGP, 6.0 % AYS. 05-06-56, probó: nuevamente: 1564 BBPD, 651 RGP. El 16-09-56, probo 1132 BBPD, 796 RGP, con 44% AYS. El 21-10-56, Probo: 661 BBPD, 887 RGP, con 50% AYS. El 24-04-57, se recompleto en el yacimiento Santa Bárbara 16, cañoneando los intervalos: 6880’6898’, cementando todo el intervalo B-5-X.24. El 19-11-66, se corrió suabeo, toco fluido a 1900 pie, y suabeo durante 17 viajes, recuperando 19 Barriles de petróleo, pozo quedo fluyendo 125 THP. El 08-02-88, fue clasificado UR-AO El pozo LL-940 al igual que el LL-945 se cerró por un factor volumétrico de producción que en ese momento sus límites por la tanto pozos por debajo de 50BBPD eran cerrados, sin tomar en cuenta el potencial gasífero El pozo LL-940 fue completado originalmente el 23/06/56 como productor sencillo del en yacimiento B-5-X.24, (6912’-7011’ SEL). El 01-07-56, probo: 2413 BBPD, 1093 RGP, 6.0 % AYS. nuevamente: 1564 BBPD, 651 RGP. El 16-09-56, probo 1132 BBPD, 796 RGP, con 44% AYS. 51 05-06-56, probó: �Gráfico 3.20. Registro y diagrama mecánico pozo LL-940 52 �21-10-56, Probo: 661 BBPD, 887 RGP, con 50% AYS. El 24-04-57, se recompleto en el yacimiento Santa Bárbara 16, cañoneando los intervalos: 6880’-6898’, cementando todo el intervalo B-5-X.24. El 19-11-66, se corrió suabeo, toco fluido a 1900 pie, y suabeo durante 17 viajes, recuperando 19 Barriles de petróleo, pozo quedo fluyendo 125 THP. El 08-02-88, fue clasificado UR-AO El pozo LL-940 al igual que el LL-945 se cerró por un factor volumétrico de producción que en ese momento sus límites eran muy cerrados por la tanto pozos por debajo de 50BBPD eran cerrados, sin tomar en cuenta el potencial gasífero 5 5 GG LL-74 LL-74 0-2 0-2 SBARB SBARB 16 16 Ult.Np:236241bls Ult.Np:236241bls Ult.GP:248167000bls Ult.GP:248167000bls Ult.Wp: Ult.Wp:3262bls 3262bls 04/07/2015 04/07/2015 500 500 LLLL940-2 940-2 Tasa TasadedePetroleo(DC) Petroleo(DC)( bls/d ( bls/d) ) 400 400 Tasa TasadedeLiquidos Liquidos( bls/d ( bls/d) ) 300 300 200 200 100 100 00 1956 195657 57 58 58 59 59 60 60 61 61 62 62 63 63 64 64 65 65 66 66 67 67 68 68 69 69 70 70 71 71 72 72 73 73 74 74 75 75 76 76 77 77 78 78 79 79 80 80 81 81 82 82 83 83 FECHA FECHA 1497 1497 LLLL940-2 940-2 Tasa TasadedeGas(DC) Gas(DC)( Mpc/d ( Mpc/d) ) 1197 1197 Tasa TasadedeIny Iny . Gas . GasLifLif t(DC) t(DC)( Mpc/d ( Mpc/d) ) 898 898 599 599 299 299 00 1956 195657 57 58 58 59 59 60 60 61 61 62 62 63 63 64 64 65 65 66 66 67 67 68 68 69 69 70 70 71 71 72 72 73 73 74 74 75 75 76 76 77 77 78 78 79 79 80 80 81 81 82 82 83 83 FECHA FECHA 30 30 Corte Cortede deAgua Agua( (%%) )LL LL940-2 940-2 24 24 18 18 12 12 66 00 1956 195657 57 58 58 59 59 60 60 61 61 62 62 63 63 64 64 65 65 66 66 67 67 68 68 69 69 70 70 71 71 72 72 73 73 74 74 75 75 76 76 77 77 78 78 79 79 80 80 81 81 82 82 FECHA FECHA Gráfico 3.21. Comportamiento de producción del pozo LL940 Los problemas identificados en los pozos prospectivos se recomienda un plan de mantenimiento de condiciones superficie de los mismos ya que son escasos para estos yacimientos y su mantenimiento es inherente a tener el yacimientos drenando producción. 53 �III.3 Resumen y propuesta de activación de yacimientos prospectivos III.3.1 El yacimiento B-5-X.24 de la UPTJL produjo del campo Tía Juana Lago desde el año 1956 hasta el 1964, según histórico de producción tiene un NP de 615 Mbls de petróleo (99,6 % de sus reservas totales), esta producción está asociada a dos pozos el LL940 y LL945 ambos categoría # 5 actualmente, adicionalmente estos fueron recompletados en el yacimiento SBAR 16, tomando en cuanta el drenado de 99,6 % de sus reservas, no hay prospectividad para seguir desarrollando este Yacimiento. Esta en proceso de consolidación de unificación con otro yacimiento para formar el B6VBL0046 Gráfico 3.22. Mapa real del acumulado histórico de producción del yacimiento B5X24 III.3.2 El yacimiento B-6-X.28 de la UPTJL produjo del campo Tía Juana Lago, según histórico de producción tiene un NP de 491 Mbls de petróleo, esta producción está asociada al pozo LL 888, actualmente está abandonado, el LL818 está pendiente por reparaciones de superficie. No tiene ningún proyecto de estudios integrados. No hay información actualizada de presiones. 54 �Su oportunidad esta básicamente en la activación del pozo LL818 para producir remanente de los hidrocarburos presentes en el yacimiento. Sin embargo según los estudios petrofísicos lo pudieran hacer antieconómico, se recomienda reparar línea de flujo y atracadero para evaluar sus condiciones. Gráfico 3.23. Mapa real del acumulado histórico de producción del yacimiento B6X28 III.3.3 El yacimiento B-9-X.04 de la UE Tía Juana Lago produjo del campo Tía Juana Lago, inicio su producción en el año 1964 con el pozo LL 854 (Único pozo completado en este Yacimiento), según el Libro de Reservas 2007 tiene un NP de 41 Mbls de petróleo, esto según el bajo factor de recobro indica que todas las reservas remanentes han sido drenadas. Se esperan resultados de la Fase II (Modelo Estático) Según factor de recobro, todas las reservas han sido drenadas. No hay información actualizada de presiones. En cuanto a las oportunidades, revisar el porcentaje factor de recobro (FR) para conseguir elevar el valor de las reservas remanentes del Yacimiento. 55 �Gráfico 3.24. Mapa real del acumulado histórico de producción del yacimiento B9X04 III.3.4 El yacimiento Cretáceo 12 de la UPTJL produjo del campo Tía Juana Lago, según histórico de producción tiene un NP de 4 Mbls de petróleo, esta producción está asociada al pozo LL1930, actualmente está inactivo por tendido de línea de gas y línea de flujo para poder activar. Según libro de Reservas 2007, no tiene POES pero si reservas recuperables. No tiene ningún proyecto de estudios integrados. No hay información actualizada de presiones. La propuesta para el yacimiento Cretáceo 12, los parámetros petrofísicos y las dimensiones del Yacimiento lo hacen antieconómico actualmente. Sin embargo quedan remanentes de petróleo y gas que se pueden recuperar. Gráfico 3.25. Mapa real del acumulado histórico de producción del yacimiento Cretáceo 12 56 �III.3.5 El yacimiento Sbarb 16 de la UPTJL Lago según Libro de Reservas 2007 produjo del campo Tía Juana Lago un total de 313 Mbls de petróleo, esta producción está asociada a los pozos LL 940 y LL 945, actualmente están inactivos por criterios volumétricos. No tiene ningún proyecto de estudios integrados. Sus 2 pozos están categoría # 5. No hay información petrofísica confiable. Sus oportunidades de desarrollo Los parámetros petrofísicos y las dimensiones del Yacimiento lo hacen antieconómico actualmente. Puede producir cantidades considerables de gas. Gráfico 3.26. Mapa real del acumulado histórico de producción del yacimiento Sbarb 16 57 �Finalmente en este capítulo es importante señalar que estas reservas remanente son de acuerdo a los estándares internacionales y que con la intervención de alguna tecnología el recobro será mucho mayor, tal y como lo describe en Aldana, Alexander (LUZ, 2013). “Oportunidades de desarrollo y mejora de recobro del yacimiento C-3x 41, mediante la optimización del espaciamiento entre pozos”. 58 �CONCLUSIONES Durante la investigación de los yacimientos inactivos del área LL-453, surge una seria de comentarios finales para dar por concluida la misma. 1) En el área LL-453 existen 5 yacimientos de los cuales 2 (B5x24, B9x28) se encuentran en un límite de agotamiento de reservas en un 98% y un empuje contacto agua petróleo por encima del 98% de ays. Los Yacimientos B6X28, Cretáceo 12 y Sbar 16 tienen prospectividad para ser activados con 4 pozos con produción de petróleo y gas 2) La facilidades de superficie y deficiencia en datos de registros de pozos, son las principales causas que determinaran la activación de los pozos prospectivos de los yacimientos B6X28, Cretáceo y Sbar 16. 3) Los pozos candidatos para activación en estos yacimientos prospectivos son: LL-818 (B6X28) por condiciones de superfiecie (reparación de líneas de flujo y atracadero), LL1930 (Cretáceo) por tendido de línea de gas y línea de flujo. LL945 y LL940 (Sbar 16 ) por factores volumetricos. 4) Finalmente de los 5 yacimientos inactivos estudiados en el área LL-453 se proponen la activación de 3 yacimientos B6X28, Cretáceo 12 y Sbar 16 con 4 pozos, en cuanto a los yacimientos B5X24 y B9X04 no existe prospección prospección dato su nivel de reservas remanente y estudio geológico realizado. 5) La producción estimada de acuerdo a su historial de medidas, será modesta acotando que en períodos anteriores esta producción era descartada por baja producción. Pozos por debajo de 50BPD eran cerrados. Tampoco se tomaba en cuenta su aporte de gas, que para la propuesta de activaciones se está tomando en cuenta un aporte de 150BPD y 400MPCGPD. 59 �RECOMENDACIONES En el presente estudio se proponen una serie de recomendaciones: 1) Actualizar las secciones geológicas de los yacimientos Cretáceo 12 y Sbar 16 de los cuales no existe estudio aún, para poder así tener una visón mucho más completa. 2) Mantener la información actualizada de estos pozos en cuanto a registros y ficha de pozos, adicionalmente se requiere realizar nuevos registros que profundicen la información de estos. 3) Continuar con los estudios para mejorar recobro mediante la recuperación en la estimulación y levantamiento artificial. 4) Se establece como propuesta la unificación definitiva de los yacimientos en un período en el cual se estimen drenadas sus reservas remanentes. 5) Seguir profundizando los estudios integrados a los yacimientos prospectivos ya que son de suma importancia para poder tener una mejor estrategia de productividad 60 �REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS 1) Aldana, Alexander (LUZ 2013). Oportunidades de desarrollo y mejora de recobro del yacimiento C-3X, 41, mediante la optimización del espaciamiento entre pozos. 2) Díaz, M. (ULA, 2009). Evaluación geológica del Yacimiento VLA-0006 del Miembro santa Bárbara de la formación La Rosa (Mioceno), orientada a nuevas oportunidades de desarrollo en el área 6/9/21 del Bloque I, Lago de Maracaibo. 3) Estudio integral exploración y producción Petróleos de Venezuela (2000). 4) Guerrero, M y Saavedra, M (ULA, 2009). Evaluación geológica del Yacimiento VLA-0006 del Miembro santa Bárbara de la formación La Rosa (Mioceno), orientada a nuevas oportunidades de desarrollo en el área 6/9/21 del Bloque I Lago de Maracaibo. 5) Henríquez, P. Luis, D. (2009) “Generación de un Plan de desarrollo para la Producción de los de los yacimientos inactivos de los Campos Arecuna Y Bare del distrito Múcura”. 6) Historia y registro de pozo LL-940 Centro de información técnica de occidente CITOC (2012). 7) Historia y registro de pozo LL-945 Centro de información técnica de occidente CITOC (2012). 8) Historia del pozo LL-1930 Centro de información técnica de occidente CITOC 61 �(2009). 9) Historia del pozo LL-854 Centro de información técnica de occidente CITOC (2009). 10) Historia del pozo LL-888 Centro de información técnica de occidente CITOC (2009). 11) Lugo, M. (1995) Fallas recurrentes Icotea y Pueblo Nuevo. 12) Libro de reservas Pdvsa occidente (2007). 13) Modelo estructural Petróleos de Venezuela exploración y producción (2011). 14) Modelo petrofísico área occidente Pdvsa 2000 62 � Dublin Core The Dublin Core metadata element set is common to all Omeka records, including items, files, and collections. For more information see, http://dublincore.org/documents/dces/. Title A name given to the resource Tesis Text A resource consisting primarily of words for reading. Examples include books, letters, dissertations, poems, newspapers, articles, archives of mailing lists. Note that facsimiles or images of texts are still of the genre Text. Dublin Core The Dublin Core metadata element set is common to all Omeka records, including items, files, and collections. For more information see, http://dublincore.org/documents/dces/. Title A name given to the resource Reevaluación de los yacimientos inactivos del área LL-453 del campo Tía Juana, con perspectivas para la producción Creator An entity primarily responsible for making the resource Rosmell Negrín Rivas Publisher An entity responsible for making the resource available Editorial Digital Universitaria de Moa Type The nature or genre of the resource Tesis maestría Date A point or period of time associated with an event in the lifecycle of the resource 2015 https://repoedum.ismm.edu.cu/files/original/dfc0141721103fcfe72d9e8186e17be0.pdf eb6ae738740f2fe1f987e12831b7e557 PDF Text Text Tesis doctoral ESTUDIO EXPERIMENTAL DE FLUJO Y TRANSPORTE DE CROMO, NÍQUELY MANGANESO EN RESIDUOS DE LA ZONA MINERA DE MOA(CUBA): INFLUENCIA DEL COMPORTAMIENTO HIDROMECÁNICO Roberto L. Rodríguez Pacheco �UNIVERSIDAD POLITÉCNICA DE CATALUÑA Escuela Técnica Superior de Ingenieros de Caminos, Canales y Puertos de Barcelona Departamento de Ingeniería del Terreno y Cartográfica ESTUDIO EXPERIMENTAL DE FLUJO Y TRANSPORTE DE CROMO, NÍQUEL Y MANGANESO EN RESIDUOS DE LA ZONA MINERA DE MOA (CUBA): INFLUENCIA DEL COMPORTAMIENTO HIDROMECÁNICO Te si s do ct or al pr es en ta da po r: Rober to L. Rodrí guez -Pache co Dirigida por: Dra. Lucila Candela Lledó Dr. Antonio Lloret Morancho JUNIO, 2002 �A David y Anna �ÍNDICE Agradecimientos I Resumen III Abstract VII Introducción 1 1. Introducción 2. Motivación y objetivos 2.1. Motivación 2.2. Objetivos 3. Metodología 4. Organización y contenidos de la tesis 1 2 4 5 7 8 Capítulo 1. Caracterización de la zona de estudio municipio de Moa (Cuba) 11 1. Zona de estudio 1.1. Ubicación geográfica. 1.2. Clima 1.3. Marco geológico 1.3.1. Tectónica del área de estudio y sismisidad 1.4. Yacimientos minerales 1.5. Procesos minero-metalúrgicos 1.5.1. Minería a cielo abierto 1.5.2. Procesos de extracción del níquel y el cobalto 1.5.3. Los residuos minero-metalúrgicos 11 11 13 16 23 25 29 29 31 34 Capítulo 2. LOS RESIDUOS MINEROMETALÚGICOS. ESTADO DEL ARTE 39 2.1.Introducción 2.1.1. Origen de los residuos minero-metalúrgicos 2.2. Tipos de presas de residuos y formas de vertido 2.2.1. Tipos de presas de acuerdo al sistema de cierre utilizado 2.2.2. Formas de vertido de los residuos 2.3. Propiedades de los residuos minero-metalúrgicos sólidos 2.3.1. Principales fases minerales 2.3.1.1. Comportamiento geoquímico 2.3.2. Propiedades físico–mecánicas 2.3.2.1. Licuefacción de los residuos minero-metalúrgicos 2.3.2.2. Comportamiento hidromecánico 2.4. Impacto ambiental de las actividades minero-metalúrgicas 2.4.1. Impacto sobre las masas de agua continentales y marinas 2.4.2. Drenajes y lixiviados de aguas ácidas de escombreras y minas inactivas 2.4.2.1. Modelos numéricos 39 41 43 43 47 50 50 51 52 54 55 55 56 59 62 �Índice 2.4.3. Variación de la morfología del terreno 2.4.4. Impactos sobre la atmósfera y el suelo 2.4.5. Impactos paisajísticos 2.4.6. La contaminación ambiental por diferentes formas de energía 2.5. Riesgo ambiental por rotura de las presas de residuos 2.6. Los residuos mineros en Cuba. Antecedentes 2.7. Antecedentes en el estudios de residuos minero-metalúrgico de yacimiento lateríticos en otras partes del mundo 63 64 66 67 67 71 Capítulo 3. Métodos, técnicas y equipos desarrollados 76 3.1 Introducción 3.2 Trabajo de campo 3.3 Trabajos de laboratorio 3.3.1. Características de la fase líquida 3.3.2. Características de la fase sólida 3.3.3. Ensayos de caracterización geoquímica 3.3.3.1. Ensayos Batch 3.3.3.2. Secuencia de extracción 3.3.4. Parámetros hidráulicos 3.3.5. Propiedades mecánicas 3.4. Equipos desarrollados para la investigación 3.4.1. Bandejas de retracción 3.4.2. Equipo para determinar la resistencia a la tracción directa 3.4.3. Construcción de columnas de pequeño diámetro para el estudio del flujo y transporte de solutos en el medio poroso 3.4.4. Construcción e instrumentación de una columna para el estudio del comportamiento hidromecánico de medios porosos 3.4.4.1.Prestaciones de la columna 3.5. Trabajo de gabinete 76 76 81 81 82 85 85 85 86 87 89 89 92 Capítulo 4. Modelos de flujo y transporte de solutos en los medios porosos. Ensayos en columnas 4.1. Generalidades de los modelos de flujo y transporte de solutos 4.1.1. Acoplamiento químico del transporte del soluto 4.1.2. Definición del equilibrio de adsorción 4.1.3. Método de resolución 4.2. Modelos de equilibrio local 4.2.1. Modelos unicomponentes 4.2.2. Modelos multicomponentes 4.2.3. Aplicabilidad del equilibrio local en el flujo y transporte de solutos 4.3. Modelos de flujo y transporte con cinética de transferencia de masa 4.3.1. Descripción de los modelos de flujo y transporte de solutos en condiciones de no equilibrio 4.3.1.1. Modelos químicos o modelo de dos sitios (two site models) 4.3.1.2. Modelos físicos o modelos de dos regiones (two region models) 4.4. Estudios de flujo y transporte de soluto en condiciones de no equilibrio 4.5. Estimación de los parámetros de los modelos de flujo y transporte de dos sitios 75 94 96 102 104 107 107 107 108 109 111 111 112 112 113 115 116 119 121 �Índice y dos regiones. Significado de estos e influencia sobre las curvas de llegadas de los solutos 123 Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 131 5.1. Introducción 5.2. Hidrología superficial 5.2.1. Características físico-químicas de las aguas superficiales 5.2.2. Análisis de la contaminación de las aguas superficiales por los residuos mineros 5.2.3. Calidad de las aguas superficiales 5.3. Hidrología subterránea 5.3.1. Inventario de puntos de agua 5.3.2. Acuífero de las rocas ultramáficas 5.3.2.1. Características geométricas 5.3.2.2. Superficie piezométrica 5.3.2.3. Parámetros hidráulicos 5.3.3. Acuífero aluvial 5.3.3.1. Características geométricas 5.3.3.2. Superficie piezométrica 5.3.3.3. Parámetros hidráulicos 5.3.4. Funcionamiento hidrogeológico 5.3.4.1. Recarga 5.3.4.2. Descarga 5.3.4.3. Balance 5.3.5. Características físico-químicas de las aguas subterráneas 5.3.6. Clasificación de las aguas subterráneas 5.3.7. Análisis de la contaminación de las aguas subterráneas 5.3.7.1. Metales pesados, hierro, magnesio y sulfato en las aguas subterráneas de las rocas ultramáficas: fondo geoquímico natural 5.3.7.2. Contaminación de las aguas subterráneas del acuífero aluvial 5.3.7.3. Origen de los metales presentes en las aguas subterráneas 5.3.8. Calidad de las aguas de los acuíferos aluvial y el acuífero de las rocas ultramáficas 5.3.9. Cálculo de la mezclas de agua en el acuífero aluvial 5.3.9.1. Métodos químicos ambientales 5.3.9.2. Cálculo de la mezcla de agua en el acuífero aluvial mediante un modelo hidrogeoquímico 5.4. Hidrogeoquímica de las aguas subterráneas 5.4.1. Relaciones iónicas 5.4.2. Interacción agua roca: modelo hidrogeoquímico 5.4.3. Índice de saturación 5.5. Conclusiones 131 131 132 137 140 140 141 142 143 144 144 146 146 147 148 149 149 149 150 151 157 158 159 160 167 171 172 173 175 177 177 178 180 182 Capítulo 6. Características de los residuos metalúrgicos sólidos de la industria cubana del níquel en Moa 185 6.1. Introducción 6.2. Característica de los depósitos de estériles 185 187 �Índice 6.3. Características físico–mecánicas 6.3.1. Propiedades físicas básicas 6.3.2. Ensayos edométricos 6.3.3. Ensayos de compresión simple 6.3.4. Resistencia a tracción 6.3.5. Ensayos de corte directo 6.3.6. Ensayos triaxiales 6.3.6.1. Ensayos triaxiales en condiciones no drenadas 6.3.6.2. Ensayos triaxiales cíclicos en condiciones no drenadas 6.4. Comportamiento hidromecánico 6.4.1. Curva de retención 6.4.2. Cambio de volumen debido a cambios de succión 6.4.3. Permeabilidad 6.5. Formación de grietas por desecación 6.6. Influencia de las grietas de desecación sobre la permeabilidad de los residuos mineros 6.7. Conclusiones Capítulo 7. Movilidad de los metales Mn(II), Ni(II) y Cr(VI) en residuos mineros Ensayos de laboratorio 7.1. Adsorción y desorción de metales (Mn, Ni y Cr) 7.1.1 Introducción 7.1.2. Material 7.1.3. Ensayos de adsorción - desorción de los metales pesados en los residuos mineros 7.1.4. Metodología de los experimentos Batch 7.1.5. Isoterma de adsorción y desorción del manganeso (MnII)) 7.1.6. Isoterma de adsorción y desorción del níquel (NiII) 7.1.7. Isoterma de adsorción y desorción del cromo (CrVI) 7.1.8 Discusión de los resultados de los ensayos Batch 7.1.9. Adsorción instantánea en un sistema cerrado (ensayos Batch) 7.1.10. Comparación de la capacidad de adsorción de los residuos con otros materiales y suelos naturales 7.2. Ensayos de flujo y transporte de solutos en columna de residuos en el laboratorio 7.2.1. Introducción 7.2.3. Materiales y método 7.2.3.1. Montaje de las columnas 7.2.4. Ensayos de transporte de soluto con flujo estacionario 7.2.5. Interpretación de los resultados del ensayo de flujo con el trazador pentafluobenzoato sódico (PFBA) 7.2.6. Análisis de los ensayos de flujo y transporte de los metales en las columnas de residuo 7.2.6.1. Ensayos de flujo y transporte con adsorción y desorción de Ni(II) 7.2.6.2. Ensayos de flujo y transporte con adsorción y desorción de Mn(II) 7.2.6.3. Ensayos de flujo y transporte con adsorción y desorción de (CrVI) 194 194 196 197 199 201 201 201 203 204 204 206 209 210 217 221 225 225 225 226 227 228 232 235 240 242 248 249 255 255 256 258 259 262 266 266 268 270 �Índice 7.2.7. Discusión de los resultados de los ensayos de flujo y transporte con adsorción y desorción de Cr(VI), Ni((II) y Mn(II) 7.2.8. Ensayos de flujo y transporte con adsorción y desorción de los tres metales simultáneamente 7.2.9. Ensayo de flujo y transporte con adsorción y desorción de Ni y Mn 7.2.10. Análisis semicuantitativo de la concentración de los metales en muestras del residuo ACL del ensayo de flujo y transporte 7.3. Influencia del pH en el proceso de adsorción 7.3.1. Materiales y métodos de ensayos de flujo con adsorción de metales (Cr(VI), Ni(II), Mn(II)) a diferentes pH 7.3.2. Adsorción de Cr(VI) en un ensayo de flujo y transporte a través del residuo ACL para diferentes pH 7.3.3. Adsorción de Ni(II) en ensayos de flujo y transporte en el residuo ACL para diferentes pH 7.3.4. Adsorción de Mn(II) en ensayos de flujo y transporte en el residuo ACL para diferentes pH 7.4. Influencia de la concentración inicial de soluto en la solución acuosa sobre el proceso de adsorción en el residuo ACL 7.5. Comparación de la capacidad de adsorción del residuo ACL con una zeolita (Clinoptilolita) 7.6. Conclusiones Capítulo 8. Modelación del proceso de sorción en los ensayos de flujo y transporte en columnas 8.1. Introducción 8.2. Selección de los modelos 8.3. Modelos matemáticos 8.3.1. Modelo en condiciones de equilibrio 8.3.2 Modelos en condiciones de no equilibrio (modelo de dos sitios) 8.4. Estimación ó determinación de los parámetros del modelo 8.4.1. Determinación de KL y R para los modelos de dos sitios 8.4.2. Determinación del valor de D, P, w y β 8.5. Análisis de los resultados del ajuste de las curvas de paso del Pentaflurobenzoato (PFBA) 8.6. Modelación de la curva de llegada de los ensayos de flujo y transporte de los tres metales 8.6.1. El ensayo de flujo y transporte del Ni(II) con procesos de adsorción y desorción 8.6.2. El ensayo de flujo y transporte del Mn(II) con procesos de adsorción y desorción 8.6.3. El ensayo de flujo y transporte del Cr(VI) con procesos de adsorción y desorción 8.6.4. Discusión de los resultados de modelización de los ensayos de flujo y transporte con metales 8.7. Conclusiones 271 273 277 278 281 282 284 286 287 288 290 293 299 299 301 303 303 304 306 308 310 312 314 315 317 318 320 323 �Índice Capítulo 9. Influencia del comportamiento hidromecánico de los residuos minero-metalúrgicos en el flujo y transporte de solutos 327 9.1. Introducción 9.1.1. Procedimiento de ensayo de los residuos mineros en columnas 9.2. Llenado de la columna, saturación y medida de la permeabilidad 9.2.1. Llenado de la columna 9.3. Resultados de las medidas efectuadas durante el proceso de montaje de la columna por capas 9.3.1. Evaporación 9.3.2. Retracción 9.3.3. Ensayo de saturación 9.3.4. Ensayo de permeabilidad 9.4. Ensayos de flujo y transporte de solutos en columna de residuos 9.4.1. Ensayo de flujo y transporte con el trazador PFBA 9.4.2. Ensayo de flujo y transporte de Ni 9.4.3. Ensayo de flujo y transporte con un trazador fosforescente (fluoresceína sódica) 9.5. Modelación de los resultados de los ensayos de flujo y transporte 9.5.1. Modelación de los ensayos con el trazador PFBA 9.5.2. Modelación de los ensayos de flujo y transporte con el Ni 9.5. Conclusiones 327 328 329 329 Capítulo 10. Conclusiones generales y líneas de investigación futura 369 10.1. Equipos experimentales 10.2. Hidrología superficial y subterránea 10.3. Características hidromecánicas de los residuos minero-metalúrgicos sólidos 10.4. Ensayos de adsorción y desorción de Ni, Cr y Mn en los residuos mineros. Ensayos Batch y de flujo y transporte 10.5. Resultados de la modelación numérica del flujo y el transporte de solutos 10.6. Comportamiento hidromecánico de los residuos ACL y su influencia en el flujo y transporte de solutos 10.7. Conclusión general 10.8. Riesgo ambiental de los residuos 10.9. Futuras lineas de investigación 10.9.1. De aplicación inmediata 10.9.2. Futuras líneas de investigación a desarrollar 369 370 372 Referencias 383 Anejo 1. Datos hidroquímicos Anejo 2. Ensayos Batch y secuencia de extracción Anejo 3. Isotermas de adsorción Anejo 4. Calibraciones Lista de símbolos Listado de figuras Listado de tablas Listado de fotos 407 419 433 437 443 447 455 459 332 332 334 342 351 353 353 355 359 362 362 363 365 373 375 377 379 379 380 381 381 �Agradecimientos I Agradecimientos La realización de esta tesis doctoral no habría sido posible sin el apoyo y confianza depositados en mi por mis dos directores Profesores Lucila Candela y Antonio Lloret a los cuales quiero agradecer el excelente apoyo brindado en todos estos años y su preocupación por los aspectos personales y humanos que trae aparejado la realización de una tesis doctoral alejado de la familia y del país de origen. Al Departamento de Ingeniería del Terreno por haber puesto a mi disposición la infraestructura y bienes materiales indispensables para realizar la investigación y a los profesores (Drs. A. Ledesma, J. Suriol, E. Alonso, A. Gens, J. Carrera, E. Custodio, S. Olivella, A. Josa, J. Corominas y X. Sánchez) por la cooperación brindada durante la realización de la tesis y al personal de administración Eva. M. Martínez y secretaria Mari C. Esteban. Mi más profundo agradecimiento al personal del laboratorio José Álvarez, Fernando Cortés, Enrrique y especialmente a Tomás Pérez, que ha contribuido de manera significativa en la fabricación de los equipos experimentales. Al personal del Laboratorio de Química, Facultad de Ciencias, Universidad de Girona (Dras. M. Hidalgo y V. Salvadó) por su paciencia con mis “grandes” conocimientos de química y su contribución en la realización de varios experimentos en su departamento y al personal del laboratorio (Mónica, Sonia, Carolina, Roger, Marta, Eva, Gemma y Laura). A la Dra. A. Cortés de la Facultad de Farmacia, Universidad de Barcelona por su apoyo en la realización de varios análisis en el laboratorio de la Unidad de Edafología. Al Departamento de Cristalografía, Mineralogía y Depósitos Minerales, Facultad de Geología, Universidad de Barcelona y especialmente a los Drs. J. Proenza y J.C. Melgarejo por el apoyo en la realización de los estudios de mineralogía. Al personal de CSIC por la realización de ensayos de mineralogía, roca total y ensayos geoquímicos en sus laboratorios y especialmente a los Drs. I. Queralt y C. Ayora por las discusiones sostenidas sobre geoquímica y mineralogía. Al personal de la Escuela Universitaria de Manresa (Drs. J. M. Mata, X. de Las Heras, J.M. Casas, J. Castany) y al personal de administración Llúcia por haberme recibido y aceptado en su departamento. �Agradecimientos II Al Departamento de Geología del Instituto Superior Minero Metalúrgico de Moa, Cuba, por el soporte brindado, la cooperación y facilidades para obtener la información disponible. Al Instituto Nacional de Recursos Hidráulicos de la Provincia de Holguín y en especial al Departamento de Hidrogeología por la cooperación y apoyo en la información disponible para poder desarrollar la tesis. A la Industria Cubana del Níquel por su cooperación y facilidades brindadas para desarrollar el muestreo de los materiales y la cooperación en la entrega de la información existente. A mis amigos en Cuba (B. Riverón, J. Carménate, J. Batista, R. Díaz, J.A. Pons, Joel Batista, J. Tool y C. De Miguel) en el ISMM y A. Pérez y A. Rodríguez de La Empresa Nacional de Investigaciones Aplicadas (ENIA) de Holguín, por su apoyo incondicional y constante ánimo para que realizara la tesis. A mis amigos en Barcelona, Rebeca, Joa, Claudia, Espi, Núria, Ramón, Salvador, Víctor, Alberto, Cristina, Jorge, Dolors, Albert, M. José y Joaquín, Vanessa, Toni, Mireia, Xavi, Olga, Ramón, Sussana, Raul, Esther, Jordi, Dani, Eva, Josepa, Jordi, Lídia, Xavi, Marina, Santi y Cris por el soporte que me han brindado durante estos años. A todos los compañeros de doctorado (Oldecop, Luciano, Clemente, Mauricio, Marcelo, Jordi, Salvatore, Alexandra, Carlos, Carlos, Marcel, Leonardo, Moya, Rius, Cati, Wolf, Annick) que han pasado por el Departamento de Ingeniería del Terreno en estos años y han hecho de éste un lugar agradable para trabajar, a pesar de lo “ingrato” pero satisfactorio que resulta el trabajo del laboratorio. A mi familia en Cuba (David, Vivian, Ramiro, Reynaldo, Yaumara) y en Barcelona (Anna, Victòria, Albert, Èrika, Josep, Marina, Damián, Mercè, Marc, Tomàs, Pere, M. Àngels y Josep), por el apoyo y animación constante. A la Fundación Centro Internacional de Hidrogeología Subterránea y en especial a Margarita, Raquel y al director del Curso Internacional de Hidrogeología Subterránea E. Batista. Agradezco el apoyo financiero realizado por la Agencia Española de Cooperación Internacional (AECI) para la realización de los cursos de doctorado. Al Comissionat per a Universitats i Recerca de la Generalitat de Catalunya y a la Vicerrectoría de Investigación de la UPC, especialmente al Dr. A. Marí, pues sin su soporte habría sido muy difícil la culminación de esta tesis. �Resumen III Resumen En la actualidad, el impacto ambiental de las actividades minero-metalúrgicas y los residuos generados por éstas, se han convertido en temas de especial atención en el estudio de la problemática ambiental que generan sobre las masas de aguas continentales y marinas. Sin embargo, el estudio de la influencia del factor hidromecánico en el flujo y transporte de contaminantes no ha sido estudiado de forma sistemática en los residuos minero-metalúrgicos. El objetivo fundamental de esta tesis es estudiar los factores físicos, hidromecánicos, hidrogeológicos y geoquímicos que condicionan el flujo y el transporte de contaminantes metálicos (Cr, Ni, Mn) en residuos mineros y en segundo lugar realizar una evaluación del impacto ambiental de estos residuos sobre las aguas superficiales y subterráneas. El distrito minero de Moa (Cuba), presenta las mayores reservas de Co y las segundas de Ni a nivel mundial. Los yacimientos de Ni y Co se explotan por el método de minería a cielo abierto desde el año 1943. El proceso metalúrgico de extracción del Ni y Co se realiza con dos tecnologías: lixiviación con carbonato amoniacal (ACL) y lixiviación con ácido sulfúrico (SAL). Los residuos (estériles) de la minería a cielo abierto se almacenan en escombreras próximas a la mina y los residuos metalúrgicos sólidos (5200 toneladas/día) en presas de residuos anexas a las factorías, ubicadas sobre la terraza del Río Moa. El programa de investigación se realizó en dos fases: I) muestreo a nivel de campo de las aguas (superficiales, subterráneas y residuales), los residuos sólidos y los diferentes materiales geológicos y II) estudio experimental en el laboratorio. La segunda fase constituye el grueso de la investigación y en ella se desarrolla una caracterización hidrogeoquímica de las aguas e hidromecánica y geoquímica de los residuos sólidos de los dos procesos metalúrgicos. En el área existen dos unidades hidrogeológicas: el acuífero de las rocas ultramáficas que ocupa más del 60% del municipio Moa y el acuífero aluvial. La hidroquímica de las aguas superficiales y subterráneas no contaminadas se caracterizan por un enriquecimiento en bicarbonatos y magnesio. La presencia de metales pesados en las aguas subterráneas de la región tiene dos orígenes: I) natural, resultado de los procesos �Resumen IV de meteorización de las rocas ultramáficas y II) antropogénico, debido a los residuos de la actividad minero-metalúrgica. Las aguas subterráneas y superficiales contaminadas presentan un enriquecimiento en Mg, SO4 y metales pesados (Cr, Ni y Mn). Las aguas subterráneas contaminadas por los lixiviados de la presa de residuos son las que presentan los menores valores de pH, mayor conductividad y mayor cantidad de TSD (hasta 5000 mg/L). La concentración en el agua de los metales Cr, Ni, Fe y Mn, así como el sulfato y el magnesio en las aguas subterráneas muy contaminadas supera en más de dos órdenes de magnitud la concentración en las aguas no contaminadas y su concentración en el acuífero aluvial se incrementa exponencialmente a medida que disminuye la distancia a la presa de residuos. La modelación geoquímica de las aguas subterráneas muestra que los contaminantes metálicos se mueven en forma de complejos SO4-ion, OH-ion y CO3-ion. El cálculo del índice de saturación de las especies minerales que conforman la matriz del medio poroso de los acuíferos muestra que las aguas subterráneas contaminadas presentan una sobresaturación en hematita y goethita. La mezcla de agua del acuífero aluvial con los lixiviados que se infiltran a través de la presa de residuos alcanza el 20% en los pozos situados al lado de la presa de residuos. En el estudio hidromecánico de los residuos se ha empleado el residuo ACL, para lo que se ha desarrollado un programa experimental extenso que ha permitido conocer el comportamiento del material en condiciones saturadas y no saturadas. La investigación ha hecho énfasis en los residuos del proceso ACL, pues representa más del 70% del volumen de residuo que se almacena en la actualidad en las presas. Los ensayos de caracterización hidromecánica muestran que la resistencia a la tracción directa e indirecta, a la compresión simple, la rigidez del material y la conductividad hidráulica presenta una gran dependencia del grado de saturación. Los cambios de volumen por retracción y la variación del grado de saturación provocan una disminución de la permeabilidad hidráulica, mientras que las grietas de desecación formadas durante el proceso de retracción del material provocan un incremento de la conductividad hidráulica de más de un orden de magnitud en comparación con el medio poroso homogéneo. �Resumen V La adsorción del Cr, Ni y Mn en los dos residuos metalúrgicos de la industria cubana del Ni [uno perteneciente al proceso de lixiviación con ácido sulfúrico (SAL) y el otro perteneciente al proceso de lixiviación con carbonato amoniacal (ACL)], se investigó con el uso de ensayos en Batch y de flujo y transporte de soluto en condiciones saturadas. La isoterma de adsorción del Cr y el Mn es fuertemente no lineal en los dos residuos, mientras que en el caso del Ni, la isoterma de adsorción es no lineal en el residuo ACL y lineal en el residuo SAL. Las isotermas de adsorción no lineal se ajustan al modelo de Freundlich (Sa=KfCwn). La adsorción de más del 70% de la masa de soluto retenida ocurre muy rápidamente, alcanzándose el equilibrio de adsorción en los ensayos Batch, en todos los metales, para tiempos inferiores a 8 horas. La adsorción física por las fuerzas electrostáticas de las partículas del medio poroso constituye la mayor causa de la adsorción, mientras que la componente química es más pequeña. Los ensayos de flujo y transporte de soluto por el medio poroso homogéneo se realizaron con dos columnas de 5 y 10 cm de longitud y 1.6 cm de diámetro. Los ensayos se realizaron para tres metales con inyecciones en continuo de 91 volúmenes de poros y velocidades de 1.2, 14 y 39 cm/h. Las curvas de llegada de los tres metales en los dos residuos, para las condiciones de flujo y concentración en que se realizaron los ensayos, exhiben un comportamiento no ideal, caracterizadas por la presencia de asimetría y grandes colas. Los resultados de los ensayos de flujo y transporte se simularon con el modelo “Dos sitios” que incorpora la isoterma de adsorción no lineal y condiciones de no equilibrio debido a la histéresis del proceso de sorción. Los resultados de la modelación muestran que la causa mayor de que el transporte de solutos no sea ideal es la no linealidad del proceso de adsorción, debido en primer lugar a la adsorción física (más del 70%) y en segundo lugar a la adsorción química. Para el estudio del comportamiento hidromecánico de los residuos mineros y su influencia sobre el flujo y el transporte de solutos se construyó una columna totalmente instrumentada con diferentes sensores, capaz de realizar de forma automática un control de la evolución temporal de los diferentes parámetros que determinan el comportamiento hidromecánico del residuo. Durante la realización de un ensayo es posible realizar mediciones de la retracción vertical, la succión, la temperatura, la humedad relativa y medidas del contenido volumétrico de agua en la matriz del medio �VI Resumen poroso en profundidad y en la superficie de la muestra. Además permite realizar ensayos de flujo y transporte de solutos en el medio poroso homogéneo o agrietado. Finalmente se presenta la influencia del comportamiento hidromecánico del residuo ACL sobre flujo y transporte de tres solutos, un trazador conservativo pentafluorobenzoato (PFBA), un trazador fosforescente fluoresceína sódica (FNa) y Ni, en el medio poroso saturado en presencia de flujo preferencial en una columna de residuo de 28.5 cm de diámetro y 31.5 cm de alto con estratificación y presencia de grietas de desecación. La conductividad hidráulica de la columna es 5.26x10-6 m/s, más de dos órdenes de magnitud superior a la del medio poroso homogéneo. Los resultados de los ensayos de flujo y transporte con trazador y solutos reactivos son coherentes con el modelo conceptual de flujo y transporte advectivo a través de las grietas de desecación, combinado con la difusión del soluto en el agua relativamente inmóvil que ocupa los poros de la matriz del medio poroso. Esto queda confirmado por las características de las curvas de llegada del PFBA y la del Ni, que experimentan una subida casi vertical muy rápida durante el proceso de adsorción y una gran cola durante la desorción. Este doble proceso lo muestra la concentración de Ni medida en la matriz adyacente a la zona de fractura, donde se aprecia que la masa de Ni adsorbida decrece exponencialmente con la distancia del punto muestreado a la zona de la grieta más cercana y por la distribución de la fluoresceína en las zonas de grietas. El comportamiento hidromecánico de los residuos desempeña un papel muy importante en el flujo y transporte de contaminantes por el medio poroso. En el caso de los residuos mineros de la Industria Cubana del Níquel las grietas de desecación condicionan el régimen de infiltración y constituyen una zona preferencial de flujo de indudable importancia. Por ello, se considera que este es un aspecto a tener encuenta en el almacenamiento y gestión de los residuos minero-metalúrgicos por la problemática ambiental que conlleva. �Abstract VII Abstract The environmental impact of mining and metallurgical activities and the waste generated by them has become of special interest to the studies of environmental problems generated on the marine and continental water masses. Nevertheless, the influence of the hydromechanical behaviour on flow and on transport of contaminants has not been systematically investigated for mining-metallurgical wastes. The main aim of this thesis is the study of physical, hydromechanical, hydrogeological and geochemical factors, conditions that influence flow and transport of metals (Cr, Ni, Mn) in mining wastes and secondly, the realization of an environmental impact evaluation of these wastes on surface and groundwater. The Moa mining district (Cuba) holds the worldwide largest reserves of cobalt and the second largest reserves of nickel. The Ni and Co deposits are mined in open pits since 1943. The metallurgical process of Ni and Co extraction is realized with two different technologies: ammoniac carbonate leaching (ACL) and sulphuric acid leaching (SAL). The sterile mining wastes of the open pit mining are stored in waste piles near the mine and the solid metallurgical wastes (5200 tons/day) are stored in dams closed to the factories located on the top of the terraces of Moa river. The investigation programme carried out consisted in two phases: I)- sampling of water at field level (surface, ground and waste water), solid wastes and different geological materials and II)- experimental investigation in the laboratory. The major part of the investigation concerns the second phase, where a hydrogeochemical characterization of waters and a hydromechanical and geochemical characterization of solid wastes from the metallurgical process are developed. In the studied area two hydrogeological units are present: the ultramaphic rocks aquifer that occupy more than 60% of the Moa municipality and the alluvial aquifer. The hydrochemical characteristics of the non-contaminated surface and groundwater are an enrichment of bicarbonates and magnesium. The presence of heavy metals in the groundwater of the region has two origins: I) natural, as a product of the ultramaphic rock weathering process, and II) anthropogenic, due to the wastes of mining and metallurgical activities. The contaminated surface and ground waters are characterized �Abstract VIII by an enrichment in Mg, SO4 and heavy metals (Cr, Ni and Mn). The groundwaters contaminated by the leachates of the waste dam show the lowest pH and the highest conductivity values, as well as highest contents of TDS (up to 5000 mg/l). The concentration of Cr, Ni, Fe and Mn, as well as of sulphate and magnesium in heavily contaminated groundwater is up to two orders of magnitude higher than in noncontaminated waters and in the alluvial aquifer its concentration exponentially increases as the distance to the waste dam decreases. The geochemical modelling of the groundwater shows that metallic contaminants move as SO4-ion, OH-ion and CO3-ion complexes. The saturation index calculated of the mineral species that conform the matrix of the porous medium of the aquifers indicates that the contaminated groundwaters have an over-saturation of hematite and goethite. The mixing of water from the alluvial aquifer and leachates from the dam reaches up to 20% in the wells located near the waste dam. The ACL waste has been used in the hydromechanical investigation of the wastes. With this purpose an extensive experimental programme has been developed, which has allowed to know the behaviour of the material under saturated and non saturated conditions. The investigation emphasized on the wastes of the ACL process since they represent more than 70% of the waste volume stored in the dams. The hydromechanical characterization tests show that the resistance to direct and indirect traction, to simple compression, the rigidity of the material and the hydraulic conductivity are very dependent on the degree of saturation. The volume changes due to retraction and the variation in the degree of saturation induce a decrease of the hydraulic permeability, whereas the desiccation cracks under the retraction process of the material induce an increase of the hydraulic conductivity higher than one order of magnitude compared with the homogeneous porous media. The adsorption of Cr, Ni and Mn in both of the metallurgical wastes of the Cuban industry (one corresponding to the lixiviation process with sulphuric acid (SAL) and the other to the lixiviation process with carbonate ammoniac (ACL)) was investigated with Batch-tests, as well as flow and solute transport tests under saturated conditions. The adsorption isotherm of Cr and Mn is strongly non-linear in both wastes, whereas for Ni, the adsorption isotherm is non-linear in ACL wastes and linear in SAL wastes. The non- �Abstract IX linear adsorption isotherm is well described by the Freundlich equation (Sa=KfCwn). Adsorption of more than 70% of the solute mass retained occurs rapidly, reaching the adsorption equilibrium in the Batch-tests in less than 8 hours for all metals. The physical adsorption through electrostatic forces of the particles of the porous media are the main cause of adsorption, whereas the chemical component is of less importance. The flow and solute transport tests through homogeneous porous media were done with two columns of 5 and 10 cm length and 1.6 cm diameter. Tests were fulfilled for three metals injecting in continuum 91 pore volumes at velocities of 1.2, 14 and 39 cm/h. The breakthrough curves of the three metals in both wastes under the executed flow and concentration conditions exhibit a non-ideal behaviour, characterized by asymmetries and long tailings. The results of the flow and transport tests were simulated with the “Two site” models, which incorporate the non-linear sorption, rate-limited sorption, linear sorption and conditions of non-equilibrium due to the hysteresis of the sorption process. Modelling results indicate that the major cause for the solute transport not being ideal is the non-linearity of the adsorption process, mainly due to the physical adsorption (more than 70%) and to the chemical adsorption. In order to study the hydromechanical behaviour of the mining wastes and their influence on the flow and the solute transport, a fully equipped column was built with diverse sensors able to automatically control the temporal evolution of the different parameters that control the hydromechanical behaviour of the waste. During a test it is possible to measure the vertical retraction, the suction, the temperature, the relative humidity and the volumetric water content in the matrix of the porous medium with depth and at the sample surface. It also allows to perform flow and solute transport tests in homogeneous or cracked porous media. Finally the influence of the hydromechanical behaviour of the ACL waste on the flow and solute transport of three solutes, a conservative pentafluorobensoate (PFBA) tracer, a fluorescent tracer Na-fluorescein and Ni, was studied in the saturated porous medium in presence of preferential flow in a waste column of 28.5 cm diameter and 31.5 cm height with stratification and desiccation cracks. The hydraulic conductivity of the column (5.26x10-6 m/s) is more than two orders of magnitude higher than the homogeneous porous media. The results of the flow and solute transport tests with �Abstract X tracer and reactive solutes are coherent with the conceptual flow and advective transport model along the desiccation cracks, combined with the diffusion of the solute in the relatively non-mobile water which occupies the matrix of the porous medium. This is confirmed by the characteristics of the arriving curves of PFBA and nickel, which have an almost vertical and fast increase during the adsorption process and a big tail during the desorption process. This double process is also present with the Ni concentration measured in the adjacent matrix to the crack zone, where the adsorbed mass of Ni decreases exponentially with the distance of the sampling point to the crack, and with the distribution of the Na-fluorescein in the crack zone. The hydromechanical behaviour of the wastes plays a very important role on the flow and solute transport of contaminants through the porous media. In the case of the mining wastes of the Cuban Nickel Industry (Industria Cubana del Nickel) the dissecation cracks influence the infiltration pattern and constitute a zone of preferential flow of an undoubtful importance. This is an aspect to be considered in the storage and management of the mining-metallurgical wastes in light of the environmental problems associated. �Introducción 1 INTRODUCCIÓN 1. Introducción La extracción de los recursos minerales ha supuesto la generación de grandes beneficios económicos y el desarrollo del nivel de vida de la sociedad. Sin embargo, los residuos generados durante los procesos mineros y metalúrgicos suponen un riesgo para el medio ambiente y sus ecosistemas. Entre las actividades antropogénicas, la minería y la metalurgia extractiva son una de las principales causas de contaminación de los recursos hídricos. Sus efectos están presentes en mayor o menor medida en todas las áreas del planeta donde se explotan yacimientos de minerales sólidos (metálicos y no metálicos), líquidos y gaseosos y entre ellos, una de las afectaciones más graves que esta actividad genera sobre el medio ambiente es el deterioro de la calidad de las aguas subterráneas, superficiales y marinas. La contaminación de las aguas superficiales y subterráneas constituye un serio problema para su posterior utilización en el abastecimiento a la población, la agricultura y diferentes ramas de la industria. Las operaciones mineras de extracción, transporte y beneficio del mineral ocupan generalmente una extensión considerable y afectan a zonas agrícolas, poblaciones, bosques, espacios rurales y zonas de interés natural, sobre los que los impactos en ocasiones son extremadamente graves, incluso pueden tener carácter terminal (difícil de recuperar mediante técnicas de restauración). Este deterioro de la calidad ambiental está condicionado por: I) los residuos de las propias explotaciones mineras, II) los vertidos de las plantas de beneficio, III) los residuos de las plantas metalúrgicas de extracción y refinado y IV) mala gestión y almacenamiento inadecuado de los residuos. El impacto ambiental provocado por las actividades minero-metalúrgicas puede definirse como el efecto de las actividades antropogénicas sobre el medio natural y los ecosistemas que se desarrollan sobre la superficie o interior de la corteza terrestre, y su trascendencia, magnitud e importancia, derivan de la vulnerabilidad del territorio. �Introducción 2 La conservación de los recursos hídricos superficiales y subterráneos constituye una de las actividades prioritarias de la comunidad científica internacional, por ello el estudio de la problemática ambiental y la contaminación de las aguas subterráneas por residuos mineros se ha convertido en una de las principales líneas de investigación dentro del ámbito de las ciencias de la tierra. 2. Motivación y objetivos El Municipio de Moa constituye una de las zonas de mayor diversidad biológica del archipiélago cubano y del Caribe. El área sur del municipio queda englobado dentro de la reserva de la biosfera declarado por la UNESCO en el año 1998. Además, es la región minera más importante de Cuba con 10 yacimientos lateríticos de níquel y cobalto; las reservas probadas de mineral industrial (níquel más cobalto) son de 800 millones de toneladas y se han estimado por exploración geológica en unos 3000 millones de toneladas, constituyendo la segunda reserva mundial de níquel y la primera de cobalto (UNI, 1994; Marrero, 1997). En esta zona existen también varios importantes yacimientos de cromo, que constituyen las mayores reservas del continente americano con 6.5 millones de toneladas (Silk, 1988; Proenza, 1998), y uno de los más importantes yacimientos de zeolitas de Cuba con más de 20 millones de toneladas (Orozco y Rizo, 1998). Algunos de los aspectos más relevantes de la problemática ambiental generados por la actividad minera y metalúrgica en la zona de estudio son los siguientes: I) La explotación de los depósitos lateríticos se realiza mediante la minería a cielo abierto (desde 1943 en el municipio de Mayarí, Nicaro y a partir de 1963 en el municipio de Moa). Las actividades de minería a cielo abierto han provocado la deforestación de más de 5000 ha de bosque, lo que ha provocado el desarrollo de procesos erosivos y la contaminación con Cr, Ni, Mn y Fe de las aguas superficiales (Rodríguez et al., 1999) y de las bahías de Moa y Nicaro (González, 1991, González et al., 1993). �Introducción II) 3 La extracción del níquel y el cobalto se efectúa empleando las únicas dos tecnologías metalúrgicas que se usan a nivel mundial para extraer los dos metales de los depósitos lateríticos (Antony and Flett, 1997): a) lixiviación con ácido sulfúrico. b) lixiviación con carbonato amoniacal con adición de petróleo (Tecnología Carón). III) La producción de níquel y cobalto en el territorio de Moa y Nicaro supera las 66 mil toneladas anuales lo que representa el 10% de la producción de níquel que se comercializa a nivel mundial y el 40% de la producción de cobalto de los yacimientos lateríticos (Berezowsky, 1997). Las reservas de mineral existentes en la región garantizan actividad minera para varios cientos de años al ritmo de la producción actual. IV) Esta actividad genera un volumen de residuos sólidos aproximado de 5200 toneladas diarias en el municipio de Moa (Terrero et al., 1993a, UNI, 1994) y 5000 toneladas diarias en Nicaro (Heredia, 1978), esto representa un incremento del volumen anual de residuos en más de 3 millones de toneladas. V) Los residuos sólidos generados por las actividades metalúrgicas son mezclados con agua y transportados por tubería a las presas de residuos anexas a las factorías. Las que están en explotación actualmente en Moa se encuentran ubicadas sobre la terraza aluvial del río Moa y en el caso de Nicaro en la bahía Arroyo Blanco. VI) El volumen de residuos sólidos acumulados en las 5 presas de residuos (3 en Moa y 2 en Nicaro), durante las 5 décadas de explotación minera supera los 180 millones de toneladas, sin que se haya encontrado una aplicación práctica para ellos, ni se hayan sometido a ningún tipo de tratamiento o técnica de remediación. VII) Los lixiviados y drenaje de las presas de residuo junto al vertido de los residuales líquidos (27000 litros/día) de las plantas procesadoras de mineral en Moa han provocado la contaminación con Cr, Ni, Mn, Fe, Mg y SO4 de las aguas superficiales de los ríos Moa y Cabañas, el acuífero aluvial del río Moa (INRH, 1986; Proenza et al., 1994) y la bahía de Moa (González, 1991). �Introducción 4 2.1. Motivación Considerando lo anteriormente expuesto, los motivos para el desarrollo de una investigación en relación a esta problemática son los siguientes: - El interés creciente por el medio ambiente y en particular sobre la contaminación de las masas de aguas continentales y marinas. - La existencia de una variada gama de ecosistemas, que están siendo afectados por esta actividad. - La escasez de estudios sistemáticos de impacto ambiental en el territorio. - La falta de información sobre el comportamiento geoquímico de los diferentes residuos y contaminantes generados por la actividad minero-metalúrgica. - La existencia de una nueva planta en construcción y dos en proyecto en otras zonas de los municipios de Moa y Mayarí. En consecuencia, las actividades extractivas de minería a cielo abierto, procesamiento, almacenamiento y transporte del mineral se desarrollaran en nuevas cuencas hidrográficas y estas pueden ser afectadas por los mismos problemas ambientales que los existentes actualmente en la cuenca hidrográfica del río Moa. - La existencia de una alta concentración de metales pesados en las aguas continentales en la región de Moa y la posibilidad de poder contar con información científica, técnicas analíticas y experimentales que no se disponen en Cuba, hizo pensar en la oportunidad de trabajar en la problemática ambiental generada por la actividad minera. Además se debe añadir, el beneficio de que la información obtenida pueda ser usada en la toma de decisiones sobre la gestión y el monitoreo de los residuos minero-metalúrgicos. �Introducción 5 2.2. Objetivos El objetivo principal de la tesis es evaluar el flujo y el transporte de cromo, níquel y manganeso en residuos mineros con influencia del comportamiento hidromecánico. Para lograrlo se han planteado cuatro objetivos particulares: 1- Determinar el origen y las fuentes que aportan los diferentes contaminantes a las aguas superficiales y especialmente a las aguas subterráneas. 2- Evaluar el impacto de las presas de residuos y los vertidos de agua residual sobre la calidad de las masas de aguas superficiales y especialmente en las subterráneas. 3- Determinar los factores, causas y condiciones físicas, mecánicas, hidrogeológicas y geoquímicas que condicionan el flujo y el transporte de contaminantes metálicos (Cr, Ni, Mn) en los residuos mineros. 4- Construcción y puesta a punto de los equipos para el estudio de las propiedades hidromecánicas de los residuos y de flujo y transporte de solutos. Para alcanzar los objetivos propuestos se realizó el trabajo en dos etapas: I) Realización de reconocimiento y muestreo en el terreno y II) Trabajo experimental en el laboratorio. La primera se limitó al reconocimiento del terreno y a la toma de muestras de aguas superficiales, subterráneas, aguas residuales, toma de muestras de los diferentes materiales geológicos y de los residuos sólidos de la industria del níquel en las presas de residuo. La segunda fase constituye el grueso de la tesis en el que se ha realizado un estudio experimental detallado de los residuos minero-metalúrgicos sólidos. El conjunto de los trabajos llevados a cabo se describe a continuación: a) Realización de un muestreo de las aguas residuales, superficiales y subterráneas representativas de las características del municipio minero de Moa, que permitiera su caracterización en cuanto a su calidad y niveles de contaminación. �Introducción 6 b) Muestreo de los diferentes materiales geológicos y los residuos sólidos y líquidos representativos de la zona de estudio. c) Obtención, mediante el análisis de las muestras de agua (superficial, subterránea y residual) y de materiales sólidos (rocas y residuos), de información detallada sobre los principales elementos que han sido detectados como contaminantes de las aguas residuales, superficiales y subterráneas en el municipio. d) Caracterización de las propiedades hidromecánicas de los residuos mineros y su influencia sobre los parámetros hidrogeológicos. Para ello se ha construido una columna de gran diámetro (28.5 cm), para simular las condiciones “reales” de sedimentación y secado de los residuos al ser vertidos en las presas. e) Estudio en el laboratorio de los procesos de adsorción-desorción de los metales Ni(II), Mn(II) y Cr(VI) en los residuos mineros de la industria del níquel, empleando para ello los ensayos cinéticos Batch y de flujo y transporte de solutos en columnas de residuo. f) Simulación del flujo y transporte de los metales utilizando los modelos de flujo de dos sitios y optimización de los parámetros del modelo a partir de los ensayos de flujo con un trazador. g) Interpretación de los diferentes parámetros del modelo de flujo y transporte, así como los cinéticos de cada metal (Cr, Ni, Mn) para evaluar la posible implicación de los residuos minero-metalúrgicos en la contaminación de las aguas por estos metales a nivel de campo. h) Definición de la influencia de las grietas de desecación sobre el flujo y transporte de contaminantes. i) Caracterización de los fenómenos de flujo y transporte de metales contaminantes a través de los residuo minero-metalúrgicos y evaluación del riesgo ambiental que ello implica. �Introducción 7 3. Metodología La metodología de trabajo desarrollada durante esta tesis se puede resumir gráficamente como se muestra en la Figura 1.1. Selección del área de estudio y tipo de trabajo experimental Revisión bibliográfica (Estado del arte) Trabajo de campo Muestreo de aguas, suelos y residuos Análisis de agua en laboratorio Mayoritarios y trazas, pH,CE,TSD Determinación de las posibles fuentes de contaminación - - Trabajo de laboratorio: caracterización de los residuos sólidos Características físicas, mineralógica, composición química de sólidos y agua de poros CEC, pH, CE, MO, óxidos e hidróxidos, minerales amorfos Parámetros hidrogeológicos: permeabilidad, curva de retención Caracterización hidromecánica: agrietamiento, flujo preferencial Selección de los metales a estudiar Cr(VI), Ni(II) y Mn(II) Estudios de adsorción y desorción Ensayos de Batch con los tres metales Experimentos de flujo y transporte en columnas de residuo -Trazadores y metales en medio poroso continuo SAL y ACL - Trazadores y metales en medio poroso agrietado ACL Simulación numérica Conclusiones Figura 1.1. Diagrama de flujo con la metodología de trabajo. �Introducción 8 4. Organización y contenidos de la tesis El primer capítulo describe el área de estudio, detallando sus principales características climáticas, geológicas y económicas, con énfasis en las actividades minero-metalúrgicas, pues son las que han provocado el deterioro de la calidad de las masas de aguas superficiales y subterráneas del área de estudio. En el Capítulo 2 se analiza el estado del conocimiento sobre los residuos mineros y una síntesis de sus principales características y la problemática ambiental relacionada con los residuos derivados de los procesos minero-metalúrgicos. El énfasis se realiza en su efecto sobre las masas de aguas continentales y las consecuencias que provocan sus lixiviados. En el Capítulo 3 se detallan las técnicas, métodos y equipos experimentales utilizados y desarrollados para la investigación. Junto a la descripción de los equipos se incluyen las calibración y la precisión de los diferentes sensores utilizados en la investigación. En el Capítulo 4 se introducen una serie de conceptos relacionados con las características generales de los modelos de flujo y transporte para los medios porosos. Finalmente se describen los modelos de flujo y transporte de solutos que se utilizan para simular los ensayos con solutos conservativos y reactivos realizados en las columnas de residuos. El Capítulo 5 se analiza la calidad de las aguas superficiales y subterráneas de la cuenca hidrográfica del río Moa que está siendo afectada por las actividades minero-metalúrgicas. En él se establecen las características físicas y químicas de las aguas superficiales y subterráneas y se delimitan las fuentes de contaminación. La caracterización física, química e hidromecánica de los residuos minero-metalúrgicos se desarrolla en el Capítulo 6, donde se analizan los diferentes factores que condicionan el flujo saturado y no saturado en estos residuos, así como el desarrollo de las grietas de desecación en el residuo ACL y su influencia sobre la permeabilidad. El Capítulo 7 se centra en el estudio del comportamiento cinético de los metales Ni(II), Cr(VI) y Mn(II) en los dos residuos metalúrgicos existentes en el municipio Moa. En este �Introducción 9 capítulo se realizan los estudios cinéticos en sistemas cerrados (ensayos Batch) y en sistemas abiertos (ensayos de flujo y transporte de solutos en columna) a diferentes velocidades. También se realizan ensayos para diferentes condiciones de pH y concentración de solutos y un estudio comparativo de las capacidades de adsorción de estos residuos con otros materiales. En el Capítulo 8 se realiza la modelación de los ensayos de flujo y transporte en columna mediante el uso de los modelos de flujo y transporte de dos sitios. Estos modelos se utilizan para reproducir los ensayos en medios poroso homogéneo y estimar todos los parámetros que los caracterizan. En el Capítulo 9 se realiza el estudio del comportamiento hidromecánico de una columna de residuos sometida a procesos de secado e infiltración. También se analizan los resultados de los ensayos de flujo y transporte de solutos en una columna de residuos con presencia de flujo preferencial debido a la existencia de grietas de desecación y estratificación en el medio poroso. Finalmente en el Capítulo 10 se resumen los resultados y conclusiones alcanzados. Se establecen las líneas de investigación futuras y se dan recomendaciones sobre aspectos a tener en cuenta en la gestión y monitoreo de los residuos mineros. Los resultados del trabajo realizado que se exponen en el desarrollo de la memoria de la tesis se complementa con 173 figuras, 94 tablas y 36 fotos. �UNIVERSIDAD POLITÉCNICA DE CATALUÑA Escuela Técnica Superior de Ingenieros de Caminos, Canales y Puertos de Barcelona Departamento de Ingeniería del Terreno y Cartográfica ESTUDIO EXPERIMENTAL DE FLUJO Y TRANSPORTE DE CROMO, NÍQUEL Y MANGANESO EN RESIDUOS DE LA ZONA MINERA DE MOA (CUBA): INFLUENCIA DEL COMPORTAMIENTO HIDROMECÁNICO Tesis doctoral presentada por: Roberto L. Rodríguez-Pacheco Junio de 2002 Dirigida por: Dra. Lucila Candela Lledó Dr. Antonio Lloret Morancho �Capítulo 1. Descripción de la zona de estudio municipio de Moa 11 Capítulo 1. DESCRIPCIÓN DE LA ZONA DE ESTUDIO MUNICIPIO DE MOA (CUBA) 1. Zona de estudio 1.1. Ubicación geográfica El Archipiélago cubano, constituido por la Isla de Cuba y unos 4100 islotes, está situado en el Mar Caribe, latitud norte entre los 19,8oN a 23,4oN y longitud oeste entre los 74oW (Figura 1.1). Figura 1.1. Ubicación geográfica de la isla de Cuba y el municipio de Moa. El municipio de Moa, área objeto de nuestro estudio, se encuentra en el extremo más oriental de la isla de Cuba, a 200 Km de la ciudad de Holguín y a unos 1000 Km de Ciudad de la Habana, la capital de la isla de Cuba. Constituye el municipio minero más importante del país, con una producción de 50 000 toneladas por año de níquel y cobalto (UNI, 1994) y 30000 toneladas por año de cromo, (Proenza, 1998). Posee dos plantas metalúrgicas en explotación y una en construcción, puerto, aeropuerto y una población de 75000 habitantes (Figura 1.1 y 1.2). Como se observa en la Figura 1.3, el volumen de actividades minero-metalúrgicas está centrado en un pequeño sector al norte del municipio. El municipio minero de Moa forma parte del sistema montañoso Moa-Baracoa. Esta región representa la zona de mayor biodiversidad del país con un 68% de especies autóctonas (Reyes y del Risco, 1993). El área sur del municipio queda englobada dentro de la reserva de la biosfera declarada por la UNESCO en el año 1998. Uno de sus elementos naturales más destacados es el desarrollo de los bosques de coníferas típicos de esta región del país. �Capítulo 1. Descripción de la zona de estudio municipio de Moa 12 Océano Atlántico Figura 1.2. Ubicación del Municipio minero de Moa en la provincia de Holguín (ICGC, 1986). Municipio de Baracoa Municipio Sagua de Tánamo Océano Atlántico Municipio Yateras Figura 1.3. Principales instalaciones que conforman la infraestructura del distrito minero de Moa: 1) combinado mecánico, 2) presa de residuos inactiva, 3) embalse de agua, 4) planta metalúrgica de lixiviación ácida (SAL), 5) planta de tratamiento de agua, 6) presa de residuos en explotación planta metalúrgica SAL, 7) laguna de oxidación, 8) presa de residuos en explotación planta ACL, 9) planta metalúrgica de lixiviación con carbonato amoniacal (ACL), 10) planta metalúrgica en construcción, 11) planta de beneficio del cromo, 13) puerto, 14) mina de cromo subterránea Mercedita en explotación, 15) minas de Ni y Co a cielo abierto, 16) presa de residuos en construcción, 12 y 17) mina de cromo (inactiva). �Capítulo 1. Descripción de la zona de estudio municipio de Moa 13 Se caracteriza por un relieve escarpado donde el 6% de la superficie es de llanuras aluviales fundamentalmente y el 94 % montañas. En una línea perpendicular a la costa Norte-Sur se pasa de la cota cero (NMM) a 1175 m en una distancia horizontal de 16 Km., sobre el plano topográfico. La altura topográfica máxima la constituye el Pico del Toldo con una altura sobre el nivel del mar de 1175 m (Figura 1.3 y 1.4). Presenta pendientes muy marcadas con valores medios de 5 a 20%, en regiones muy elevadas pueden alcanzar valores muy superiores (Rodríguez et al., 1996). Al sur, en el valle de los Ríos Moa y Cayo Guam se pueden apreciar taludes casi verticales. Figura 1.4. Mapa de altitudes del municipio minero de Moa (ICGC, 1986). 1.2. Clima El clima es tropical húmedo, siendo una de las áreas de mayor pluviometría del país. El volumen de precipitaciones alcanza valores comprendidos entre 1000-4000 mm/año (Gagua �Capítulo 1. Descripción de la zona de estudio municipio de Moa 14 et al., 1976), con una media histórica de 2058 mm/año (Instituto Nacional de Recursos Hidráulicos -INRH, período 1973-1995). El mes más lluvioso es mayo mientras que el de menor lluvia es enero (Figura 1.5). La humedad relativa media anual es del 85%. En la Figura 1.5 se aprecia que los meses de mayor humedad son octubre, noviembre y diciembre, mientras que las menores humedades relativas se registran en el mes de marzo (Téllez, 1995, Rodríguez y Téllez, 1995). Hay que destacar que los datos analizados corresponden a la estación climática El Sitio, que se encuentra muy cerca de la costa. El valor medio anual de la temperatura del aire es de 24,5 oC. En la Figura 1.5, se muestra una variación de la temperatura entre las máximas y las mínimas de unos 9 grados, como media. Los meses más calurosos son julio, agosto y septiembre, mientras que los más fríos son diciembre, enero y febrero. Según Lavaut (1998) se pueden experimentar fluctuaciones espaciales de la temperatura de 10 a 15 grados considerando la diferencia climática vertical en la atmósfera de las áreas montañosas. La evaporación real se cifra en una media de 1 600 mm/año (INRH, 1986), siendo los meses de más evaporación julio y agosto con una media superior a los 229 mm, mientras que los de menor intensidad son noviembre, diciembre y enero, siendo la más baja en enero con una media de 134 mm. Se puede apreciar en la Figura 1.5, que se producen grandes diferencias entre las mínimas y máximas de evaporación en un mes, que en algunos casos alcanzan los 100 mm de diferencias (como en el mes de abril). Considerando la diferencia entre evaporación y precipitación el balance hídrico anual puede situarse entre los 400 y 458 mm (Rodríguez et al., 1998a). Si se superponen los valores de precipitación de tres estaciones pluviométricas existentes en el municipio y los valores de la evaporación total en la estación El Sitio en un mismo gráfico (Figura 1.6) se puede apreciar la existencia de un déficit de humedad en las tres estaciones pluviométricas. En el Calentura existe un déficit entre los meses de febrero y abril y otro entre los meses de junio y septiembre, siendo este último donde se observa un mayor período de tiempo con déficit. Por otra parte en el Pluviómetro Moa existe déficit casi todo el año salvo �Capítulo 1. Descripción de la zona de estudio municipio de Moa 15 en el período octubre-enero, sin embargo en el caso del pluviómetro Arroyo Bueno la situación sería intermedia. Temperatura ( C) 35 o 30 25 20 Mínimas Máximas Media 15 Humedad relativa (%) Humedad relativa (%) 95 90 85 80 75 70 Evaporación (mm/mes) Evaporación (mm) 300 250 200 150 100 50 E F M A M J J A S O N D Meses Figura 1.5. Representación de los valores máximos, mínimos y medios de la temperatura, la evaporación y la humedad relativa mensual en el período de observación de 1973-1995. Estación climatológica El Sitio, S. De Tánamo (INRH-Holguín). �Capítulo 1. Descripción de la zona de estudio municipio de Moa 16 Precipitaciones (mm/mes) 600 Pluviómetro Moa 500 Pluviómetro Arroyo Bueno Pluviómetro Calentura Evaporación Déficit de humedad 400 300 200 100 0 E F M A M J J A S O N D Meses Figura 1.6. Valores medios mensuales de precipitación en tres pluviómetros y evaporación en la estación climatológica El Sitio (S. De Tánamo) (INRH-Holguín, período 1973-1995). El viento se caracteriza por ser muy variable presentando una velocidad máxima de 10 m/s y mínima de 1 m/s; el valor medio anual es 2 m/s, con una dirección predominante NE. El viento es un parámetro importante en la región de Moa, pues controla el movimiento de las emanaciones industriales vertidas a la atmósfera (Pérez et al, 1991). Según los estudios de Hurtado et al., (1999) la frecuencia de procedencia de los vientos es la que se muestra en la Tabla 1.1A, donde se aprecia que solamente tres componentes de la dirección del viento (NE; ENE y E) superan el 10 % de frecuencia anual. Tabla 1.1A. Comportamiento anual de los vientos. Dirección % de observaciones Días del año Dirección % de observaciones N NNE NE ENE E ESE SE SSE 9.53 3.25 11.11 13.76 17.45 8.31 1.45 0.42 34.67 11.86 40.51 50.18 63.69 30.29 5.29 1.46 S SSW SW WSW W WNW NW NNW Calmas 2.81 2.51 6.31 5.85 2.45 1.81 0.82 3.05 9.25 Días del año 10.22 9.12 22.99 21.35 8.94 6.57 2.92 11.13 33.76 1.3. Marco geológico El municipio minero de Moa se encuentra geológicamente ubicado en la faja ofiolítica Mayarí Baracoa. Esta faja se localiza en el extremo oriental de la Isla de Cuba (Figura 1.7). Según el trabajo de Iturralde-Vinent (1996) se trata de un cuerpo alóctono de carácter tabular con una longitud de 170 Km. y un espesor de más de 1000 m. En este macizo es posible distinguir diferentes mantos de cabalgamiento, en los que se aprecian escamas tectónicas de diferentes espesores (Figura 1.7). En los estudios más recientes Proenza (1998) divide esta faja ofiolítica �Capítulo 1. Descripción de la zona de estudio municipio de Moa 17 en dos grandes macizos: I) Macizo Moa Baracoa y II) Macizo Mayarí-Cristal. El Macizo Moa Baracoa, que se corresponde con el área de estudio se distinguen diferentes materiales geológicos, que se caracterizarán a continuación. Figura 1.7. Ubicación de la faja ofiolítica Mayarí-Baracoa (Iturralde-Vinent, 1996). Los números indican la ubicación de las principales áreas de distribución de los depósitos lateríticos de níquel y cobalto: 1- Pinares de Mayarí, 2- Nicaro, 3- Moa, 4- Punta Gorda-Yagrumaje, 5- Las Camariocas, 6Cantarana-La Delta, 7- Santa Teresita, 8-La Fangosa, 9- Iberias y 10- Piloto. - Formación Río Macío (Holoceno): esta integrada por los materiales aluviales de las terrazas de los ríos Moa, Cabañas y Cayo Guam (CGCO, 1980). La estratigrafía es bastante compleja, encontrándose hasta 8 capas donde es muy difícil poder definir la continuidad de las diferentes capas. En la zona de estudio, terrazas del río Moa (Figura 1.8 y 1.9), el área es de unos 10 Km2 de extensión y su espesor de 25-35 m, está formada por los sedimentos aluviales depositados por el río Moa y el Cabañas. La granulometría está compuesta por gravas, arenas, limos y arcillas (INRH, 1986). Se encuentran pellets de hierro de diferentes tamaños y fragmentos de rocas ultramáficas serpentinizadas (peridotitas y harzburgitas). La mineralogía se caracteriza por la presencia de óxidos e hidróxidos de hierro y aluminio. Los �Capítulo 1. Descripción de la zona de estudio municipio de Moa 18 minerales de hierro son hematita, goethita, magnetita, y de aluminio principalmente gibbsita. Además hay pequeñas cantidades de montmorillonita que no sobrepasan el 1%. El contenido de materia orgánica en la parte superior del corte (primeros 2 m) puede llegar al 1% del peso total (INRH, 1986). Figura 1.8. Esquema geológico del Municipio de Moa. 1- Formación Río Macío. 2- Gabros de Complejo Ofiolítico. 3-Formación Quiviján, 4)- Formación Sabaneta. 5- Peridotitas y harzburgita del Complejo Ofiolítico 6- Formación Punta Gorda. 7- Ríos. 8. Fallas. (según Formell y Oro, (1980); Trutié, (1988); INRH, (1986)). �Capítulo 1. Descripción de la zona de estudio municipio de Moa 19 Figura 1.9. Columna litológica de uno de los pozos del acuífero aluvial del Río Moa. Formación Río Macío. Coordenadas UTM: X=699.100 y Y= 221.050 (INRH, 1986). - Formación Punta Gorda (Mioceno, Formell y Oro, 1980): está constituida por suelo laterítico redepositado y pequeñas capas de material terrígeno carbonatado de granulometría variada, presentando lentes de material arenoso y capas de material limo-arcilloso. En ella es posible diferenciar una capa de margas masivas de unos 40 cm de espesor (Figura 1.10). Están presentes diferentes capas de material areno-arcilloso y pellets de hierro de diferentes tamaños (entre 1-15 mm). En los minerales predominan los óxidos e hidróxidos de hierro (goethita, �Capítulo 1. Descripción de la zona de estudio municipio de Moa 20 espinelas de cromo, hemtitas), carbonatos, así como gibbsita y montmorillonita (Figura 1.10). En esta formación se ha reportado la presencia de pirita (Formell y Oro, 1980). Figura 1.10. Columna litológica y composición química de los materiales de un pozo perforado en la Formación Punta Gorda. Coordenadas UTM: X=701.800 y Y= 220.700 (Formell y Oro, 1980). - Rocas volcánicas y volcano-sedimentarias: están representadas por la formación Quiviján (Cretácico) y la formación Sabaneta (Paleógeno) (Figura 1.8). El espesor del complejo volcanosedimentario se estima en 1200 metros (Quintas, 1989, Rodríguez et al., 1989). La formación Quiviján incluye basaltos amigdaloides y porfídicos. En ocasiones los pórfidos presentan estructura de almohadilla. Se diferencian además intercalaciones de hialoclastitas, tobas capas de cherts y calizas, (Quintas, 1989). La formación Sabaneta está compuesta por tobas, con estratificación gradacional que han sufrido proceso de zeolitización (Orozco y Rizo, 1998). En las rocas zeolitizadas están presentes diferentes minerales del grupo de las �Capítulo 1. Descripción de la zona de estudio municipio de Moa 21 zeolitas entre las que se encuentran la clinoptinolita (50-70% del peso), mordenita (10-15% del peso). En menor medida se encuentra la arcilla motmorillonita con contenidos entre 1-2 % del peso total. - El macizo de rocas ultramáficas Moa–Baracoa: se caracteriza por el desarrollo de un importante grupo de rocas ultramáficas y básicas. En el macizo predominan las harzburguitas y peridotitas serpentinizadas. En menor medida están presentes dunitas, dunitas plagioclásicas, wehrlitas, lhersolitas y piroxenitas. El complejo ultramáfico se ha datado con una edad de Jurásico-Cretácico Temprano (Iturralde-Vinent, 1996). Se considera que las rocas ultramáficas serpentinizadas presentan un espesor superior a los 1000 metros, en forma de escamas tectónicas muy fracturadas (Fonseca et al., 1985; Torres, 1987; Rodríguez y Proenza, 1992). En el macizo de rocas ultramáficas existen numerosos cuerpos de cromitas, sills de gabros, diques de gabros y pegmatoides gabroicos (Figura 1.8 y 1.11) (Trayer, 1942). Los sills de gabros y los cuerpos de cromitas se localizan en la zona de transición entre las peridotitas con textura de tectonitas y los gabros bandeados (Proenza y Melgarejo, 1996; 15 m Proenza, 1998). Las harzburgitas están fuertemente fracturadas (Foto 1.1 y 1.2). Foto 1.1. Afloramiento de las rocas ultramáficas muy agrietadas. Carretera Moa-Sagua. Se destaca la falta de corteza laterítica, altura del talud 15 m. Las harzburgitas serpentinizadas presentan una composición mineralógica variable con un 7390% de olivino, ortopiroxeno entre el 8-20%, cromitas accesorias entre 1-2% y clinopiroxenos entre 0-1%. Las dunitas serpentinizadas presentan una composición mineralógica donde predomina el olivino con valores entre un 96-98%, ortopiroxeno (hasta 3%), cromita accesoria (hasta un 2-4 %) (Proenza 1998. Proenza et al., 1999b). �Capítulo 1. Descripción de la zona de estudio municipio de Moa 22 Figura 1.11. Columna geológica sintética de los macizos de rocas ofiolíticas de Moa-Baracoa, donde se pueden observar los principales tipos litológicos existentes. La dimensión en vertical no está a escala (Proenza, 1998). Asociado a las rocas ultamáficas (peridotitas y harzbugitas) se ha reportado la presencia de diferentes sulfuros de Fe, Ni, Fe-Ni, elementos nativos, así como diversas aleaciones de hierro níquel. Los diferentes sulfuros están diseminados en la matriz de la roca y su concentración es muy baja, entre los que se encuentran la pirrotita (Fe1-xS), pentlandita (S8(Fe,Ni)9), cubanita (Cu2FeS2), calcopirita (CuFeS2) y en menor medida calcocina (SCu2). Los principales sulfuros determinados son la penlandita y la heaslewoodita (Proenza et al, 1999a, Proenza et al., 2001). - Los cuerpos de gabros: forman grandes bloques y diques incluidos en el macizo ofiolítico, cuyos contactos con los otros tipos litológicos son generalmente tectónicos (Figura 1.8 y 1.11). Las dimensiones de los cuerpos de gabros son variables con 1-3 Km. de ancho y de 1015 Km. de longitud. Se estima que presentan un espesor medio de 500 metros (Fonseca et al., 1985). Muchas veces los cuerpos de gabros están cubiertos por las rocas ultramáficas fundamentalmente peridotitas. Los principales tipos litológicos descritos en estos cuerpos son: gabros olivínicos, gabros noritas, gabros, anortosita y noritas (Fonseca et al., 1985, Ríos y �Capítulo 1. Descripción de la zona de estudio municipio de Moa 23 Cobiella, 1984, Proenza, 1998). La edad de éstos es la misma que las del complejo ultramáfico. La composición mineralógica de los gabros es 40-60% de clinopiroxenos, plagioclasa (30-50%), y olivino (hasta un 20%), cromita accesoria (1 %) (Proenza et al., 7m 1999b). Plano de Falla Foto 1.2. Grietas y planos de falla en las rocas ultramáficas (Río Moa). Sobre las peridotitas y harzburguitas serpentinizadas se desarrolla una corteza laterítica rica en Ni y Co (Yacimientos lateríticos que caracterizaremos más adelante, Figura 1.7). Las fases minerales presentes en el corte laterítico son óxidos e hidróxidos de hierro como la goethita, espinelas (magnetita, magemita y espínelas cromiferas) y hematita. Estos minerales representan entre el 80 y el 90% de la composición modal de las laterítas. En menor medida aparecen cuarzo, minerales de manganeso, gibbsita, carbonatos y arcillas como la montmorillonita y la saponita. 1.3.1. Tectónica del área de estudio y sismicidad El área se caracteriza por una gran complejidad tectónica en la que se desarrollan dos sistemas de fallas principales NE-SW y NW-SE. El sistema NW-SE desplaza al primero y se caracteriza por presentar menor extensión que el NE-SW. El ángulo de buzamiento de las dos zonas de fractura es entre 60-80 grados (Trutié, 1988). Las discontinuidades tectónicas (fallas �Capítulo 1. Descripción de la zona de estudio municipio de Moa 24 y fracturas) del sistema NW-SE están rellenas de cuarzo y diferentes diques de rocas básicas. En las zonas de fractura se ha reportado la presencia de carbonatos, así como precipitados de magnesita (Trutié, 1988; Proenza, 1998). De acuerdo con los estudios de Rodríguez et al., (1996) y Rodríguez, (1998) la región se clasifica como sísmicamente activa. Según la actividad sísmica el área se clasifica como área con riesgo sísmico de segunda categoría, por lo que se pueden generar seísmos de hasta 7 grados de magnitud en la escala MSK. En la Figura 1.12, se muestran los epicentros de los seísmos registrados en la región oriental en el período 1979–1994 (Cotilla, 1998). La gran mayoría de los epicentros de los seísmos se registran al sur de Cuba Oriental. En el caso de la costa norte donde se encuentra el municipio de Moa el número de seísmos es menor aunque en los últimos tiempos de acuerdo a las estadísticas parece ser que esta actividad se ha incrementado. Moa Figura 1.12. Epicentros de seísmos registrados en la región oriental de la Isla de Cuba y áreas aledañas 1979-1994, con profundidad del epicentro h≤30 Km. (Cotilla, 1998). En el municipio de Moa se han registrado un número considerable de estos eventos con profundidad del epicentro menor o igual a 30 Km. En los años 1995 y 1996 se registraron en el municipio de Moa dos seísmos de una intensidad de 4 grados que provocaron grietas en las �Capítulo 1. Descripción de la zona de estudio municipio de Moa 25 balsas de residuos (Foto 1.3) y en las paredes de los edificios (Carménate y Riverón, 1999, 5m Guardado y Riverón, 1997, Guardado y Carménate, 1996 ). Grietas Foto 1.3. Grietas de uno de los muros de la presa 2 de la Figura 1.3, producidas por el seísmo de 1995. Altura media del talud 5 m. 1.4. Yacimientos minerales El distrito minero de Moa se caracteriza por la existencia de cuantiosas reservas minerales entre las que se encuentran yacimientos de cromo, zeolitas , materiales de construcción y los yacimientos lateríticos de níquel y cobalto. En este apartado se caracteriza el corte laterítico, pues constituye el material inicial que entra al proceso metalúrgico para extraer el Ni y el Co. Ello permitirá conocer con mayor claridad las características de los residuos de los procesos metalúrgicos. El perfil de los yacimientos lateríticos del norte de oriente ha sido caracterizado por diferentes investigadores (De Vletter, 1955; Kudelasek y Zamarsky, 1971; Vera, 1979; Formell, 1979; Segalen et al., 1983; Cordeiro et al., 1987; Navaretes y Rodríguez, 1991;Rojas et al., 1993; Rojas y Orozco, 1994; Rojas y Beirys, 1994; Almaguer y Zamarzry, 1993; Almaguer, 1995; Lavaut, 1998). De acuerdo con el grado de desarrollo del corte laterítico se puede aplicar la clasificación de Frederich, et al., (1987), para la que, el corte laterítico in situ se divide en �Capítulo 1. Descripción de la zona de estudio municipio de Moa 26 cuatro zonas: zona limonítica superior, zona limonítica inferior, zona de transición o lixiviación y zona saprolítica (Foto 1.4, Figura 1.13). La descripción del corte laterítico que se expone a continuación es la del material que se ha formado sobre las rocas ultramáficas (peridotitas y harzburguitas serpentinizadas típicas del Manto, Figura 1.11), pues este corte puede variar sus características en función de la composición petrológica del área del macizo ofiolítico en que se encuentre y del grado de desarrollo del perfil laterítico, así como de los procesos geológicos que hayan tenido lugar en el área, tales como erosión y redeposición de las cortezas lateríticas. En el corte laterítico se pueden distinguir cuatro zonas que caracterizaremos a continuación (Foto 1.4 y Figura 1.13). 1-Zona limonítica superior 12 m 2-Zona limonítica inferior 3-Zona de transición 4-Zona saprolítica Foto 1.4. Zonas del corte laterítico (yacimiento, Moa). 1- Zona limonítica superior: presenta un color marrón oscuro. La potencia es variable entre 0.2-2 m. La granulometría es areno-limo-arcillosa (Monzón, 1975). La fracción de partículas tamaño arena en este caso puede llegar al 5%. El pH de esta capa es ligeramente ácido entre 5.1-6.5 (Kudelasek y Zamarsky, 1971). La mineralogía está compuesta por óxidos e hidróxidos de hierro (Tabla 1.1B). En la parte superficial se observan partículas de forma esférica de hidróxidos de Fe, que frecuentemente están cementadas entre sí por material ferruginoso, de composición similar al que forman los propios hidróxidos, estos procesos de cementación dan lugar al crecimiento de planchas y bloques de variadas dimensiones, que pueden alcanzar ocasionalmente varias toneladas de peso (Vera, 1979). Estas capas son las que se conocen en la literatura como “ferralitas o ferricretas”. El proceso de cementación de los hidróxidos de hierro es el resultado de los procesos sucesivos de secado y humedecimiento a los que están expuestos en corte laterítico en condiciones naturales debido a las variaciones climáticas anuales (ver Figura 1.6, en datos climáticos en este mismo capítulo). Su contenido medio en los diferentes elementos es: Ni menor del 0.9%, Fe entre 35 y 50%, Mg del 1 al 5%, el de Cr entre 1-3%, el de Al entre el 5-10%, el de Mn menor del 1%, el Co entre el 0.01- �Capítulo 1. Descripción de la zona de estudio municipio de Moa 27 0.07%. Se pueden encontrar además pequeñas concentraciones de Cu, Zn, V y Ti. Esta parte del corte es el material que en el proceso de explotación de los yacimientos lateríticos forma los escombros o estériles (Figura 1.13; Foto 1.4 y Foto 1.5). Según la FAO-UNESCO (1989), esta parte superior del corte laterítico donde se desarrolla la vegetación se clasifican como Ferrasoles dentro del sistema internacional de clasificación de los suelos. 2- Zona limonítica inferior: presenta un color marrón oscuro. Su potencia es variable 2-6 m. Presenta una humedad mayor que la zona superior. La granulometría es limo-arcillosa, predominando la fracción limo. El pH de esta capa es ligeramente ácido entre 6.2-6.5 (Buguelskiy y Formell, 1973a y 1973b). Presenta una composición mineralógica y química similar a la superior (Tabla 1.1B). En esta zona se aprecia una disminución del contenido de Al y Fe y un incremento de Si, Mg y Ni (Figura 1.14). La principal diferencia respecto a la zona anterior es su contenido de níquel y la granulometría del material. El contenido de Ni es de 0.8-1.5%, Fe 35-45%, Mg 0.1-5%, Si de 2-5% (Vera, 1979; Capote et al., 1993 Almaguer y Zamarzry, 1993; Lavaut, 1998, Cerpa et al., 1999) (Figura 1.13). Tabla 1.1B. Composición mineralógica predominante por zona del corte laterítico (en % en peso semicuantitativo a partir de los resultados de rayos X, 3 muestras por zona). Minerales Óxidos hidróxidos hierro Minerales grupo de serpentina Espinelas Gibbsita Cromitas Minerales manganeso Formula Química Zona limonítica Superior 60-65 e Goethita FeOOH, de Hidrogoethita FeOOH n OH Hematita (Fe2+O3) 2-5 del Forsterita (Mg2SiO4) la Clorita (H4Mg3Si2O9 ) Lizardita Mg3(SiAl)2O5OH4 Antigorita (Mg6(Si4O10)(OH)) Magnetita (Fe2+Fe23+O4 ) 1-3 Maghemita (Fe3+O3) Al(OH)3 de 12-20 2-3 0.4-1.2 Inferior 60-70 Zona de transición Zona saprolítica 60-80 15-35 3-5 2-4 4-6 1-3 25-30 3-4 1-3 1-2 8-10 1-3 0.3-1 3-5 1-2 0.1-0.4 1-2 0.1 0-0.2 3- Zona de transición: constituye la zona de transición entre la zona limonítica y la saprolítica. La coloración del corte es pardo - amarilla. Está formada por un material de granulometría limo-arcillosa, con predominio de la fracción limo. La potencia media de esta zona es variable entre 5 - 10 m de espesor; en su interior se pueden encontrar bloques de la zona saprolítica (Kudelasek y Zamarsky, 1971, Vera, 1979; Almaguer, 1994; Lavaut, 1998). �Capítulo 1. Descripción de la zona de estudio municipio de Moa 28 El contenido de humedad crece con la profundidad. Esta zona se corresponde con la zona de variación del nivel freático del agua durante las diferentes estaciones del año (ciclos de secado y humedecimiento), aspecto que favorece la disolución y precipitación de los diferentes elementos o compuestos químicos, así como el desarrollo de los procesos de oxidación de los minerales por la entrada de los diferentes gases atmosféricos (principalmente oxígeno) al bajar el nivel freático. El pH de esta capa es prácticamente neutro entre 6.8-7.1. La mineralogía es predominantemente de óxidos e hidróxidos de Fe, Mg, Al, Mn y minerales del grupo de serpentinas (Tabla 1.1A). La concentración de níquel en esta zona es generalmente superior a 1,2%, con rangos entre 1.2 y 3.2%. El contenido de Mg es variable entre un 3-10%, Fe entre un 25-35% (Buguelskiy, Formell, 1973a y 1973b; Vera, 1979; Cordeiro et al., 1987; Rodríguez, 1991;Almaguer, y Zamarzry, 1993, Almaguer, 1995; Lavaut, 1998) (Figura 1.13). 0 Potencia media (m) Superior 0.2-2 Zona limonítica Potencia (m) 4 2-6 Inferior Zonade de Zona Transición transición 8 2-4 Zona saprolítica 12 6-10 16 0.01 Fe >1000 Roca ultrabásica 0.1 1 % en peso Si Mg 10 Al 100 Mn Ni Cr Co Figura 1.13. Perfil del corte del yacimiento laterítico Moa. Distribución de los principales elementos químicos en el corte de acuerdo con la profundidad. 4- Zona saprolítica: está compuesta por peridotitas y harzburguitas serpentinizadas muy meteorizadas. La coloración verde-amarillo varía en relación con su grado de alteración. Esta zona presenta mayor irregularidad en cuanto a su extensión y potencia, presentando esta �Capítulo 1. Descripción de la zona de estudio municipio de Moa 29 última un valor medio entre los 4-10 m. Normalmente el material se encuentra en estado saturado. La granulometría es de tipo limo-arcilloso, predomina la fracción limo en más del 50% de su peso. El pH de esta capa es de neutro a ligeramente básico entre 7.0-8.2 (Kudelasek y Zamarsky, 1971). Mineralógicamente predominan los minerales del grupo de la serpentina (Tabla 1.1B). Esta zona va pasando de su forma meteorizada a las rocas ultramáficas agrietadas. El contenido de níquel en esta zona es del orden de 1.5-3%, el Fe entre el 10-25%, el Mg 10-20%, Si 20-30% (Buguelskiy y Formell, 1973a y 1973b, Ostromov et al., 1985; Ostromov et al., 1987) (Figura 1.13). De las capas del corte laterítico se utilizan industrialmente las zonas limonítica inferior, la de transición y la saprolítica. Las dos primeras zonas se emplean en el proceso metalúrgico de lixiviación con ácido sulfúrico (SAL) y las tres zonas en el proceso de lixiviación con carbonato amoniacal (ACL). 1.5. Procesos minero-metalúrgicos 1.5.1. Minería a cielo abierto La actividad minera a gran escala en los yacimientos lateríticos se inició en el año 1942 en el municipio de Mayarí y en 1962 en el municipio de Moa. Durante este período de explotación minera se ha producido una importante afectación al ecosistema debido al proceso de deforestación. Durante estos 60 años de actividad minera han sido deforestadas 5000 ha de bosques (UNI, 1994). Durante la apertura de los yacimientos a explotar se elimina la capa de suelo y la zona liminítica superior del corte laterítico que no cumple los contenidos de níquel necesarios para ser explotada en el proceso metalúrgico (menor del 0.9% en peso). El volumen de estéril o escombro que se genera en las áreas mineras de Moa y Nicaro durante la apertura de los yacimientos es superior a los tres millones de toneladas anuales (Rodiles y Chibunichev, 1986; Coello et al., 1998). El material estéril o escombro es almacenado en las áreas próximas a la mina, dando lugar a las escombreras de materiales prácticamente sueltos y contaminados (Antrosoles, Foto 1.5), con elevados contenidos de metales pesados (Fe, Ni, Co, Mn, Cr, ver Figura 1.13). Por efecto de las precipitaciones atmosféricas estos estériles son erosionados y transportados por la escorrentía de las aguas meteóricas hasta los cauces de las aguas superficiales, lo que provoca la contaminación de las aguas superficiales, subterráneas y la bahía (impacto sobre las aguas) (Foto 1.6). Estas escombreras constituyen además una �Capítulo 1. Descripción de la zona de estudio municipio de Moa 30 manifestación de variación de la morfología local y un impacto paisajístico en el medio natural. La explotación del yacimiento laterítico presenta dos variantes, si la explotación se realiza para las plantas de lixiviación carbonato amoniacal (ACL), se explota el corte laterítico desde la zona limonítica inferior hasta la saprolítica del perfil de las lateritas (Figura 1.13, Foto 1.4). Si el proceso de extracción de lateritas se realiza para la planta de lixiviación ácida (SAL), el yacimiento es explotado parcialmente (zona limonítica y de transición, Figura 1.13, Foto 1.4), debido a que solamente se explotan las capas de mayor grado de oxidación dejando en el yacimiento la parte de la zona saprolítica muy rica en níquel y magnesio. Esta capa no se explota porqué el magnesio es un gran consumidor de ácido. Durante la extracción de la masa mineral se presenta una afectación importante sobre el nivel freático (Foto 1.5), el cual al ser interceptado provoca la inundación de la mina. Las inundaciones de las minas provocan un incremento de la humedad de la masa mineral que encarece los costos de producción. En esta etapa el impacto sobre la morfología local es muy importante, así como el impacto paisajístico (Foto 1.5). Foto 1.5. Vista de la mina a cielo abierto de uno de los yacimientos de níquel en explotación, se observa la inundación por agua en la parte baja. �Capítulo 1. Descripción de la zona de estudio municipio de Moa 31 Foto 1.6. Erosión en cárcava en una escombrera. 1.5.2. Procesos de extracción del níquel y el cobalto La extracción de los elementos útiles del yacimiento laterítico (Ni y Co), se efectúa mediante dos procesos metalúrgicos: I) lixiviación con ácido sulfúrico (SAL), donde se emplea ácido sulfúrico en el proceso metalúrgico para la extracción del Ni y el Co en forma de sulfuro de níquel más cobalto y II) lixiviación con carbonato amoniacal (ACL) o tecnología Caron donde se emplea una solución carbonato amoniacal para la extracción del Ni y Co en forma de óxidos (Ponjuan y Rodríguez, 1981; Anthony y Flett, 1997). A continuación describiremos sintéticamente los procesos metalúrgicos que dan lugar a los residuos sólidos y líquidos en el municipio de Moa. Lixiviación con ácido sulfúrico: Este proceso se caracteriza por diversas etapas: la preparación de pulpa, etapa de lixiviación con ácido sulfúrico, neutralización de la acidez del licor residual con pulpa de coral y obtención de sulfuro de níquel más cobalto que constituye el producto final del proceso metalúrgico. En este caso se describirá brevemente la etapa de lixiviación ácida a presión, caracterizada por el desarrollo de un gran número de reacciones químicas. Para una mejor comprensión del proceso utilizaremos una composición de la masa mineral que entra al proceso compuesta por �Capítulo 1. Descripción de la zona de estudio municipio de Moa 32 los siguientes óxidos e hidróxidos de composición simple entre los que se encuentran: óxido de níquel (NiO), óxido de Cobalto (CoO), gibbsita (Al(OH)3), goethita (FeOOH); óxido de magnesio (MgO) y óxido de manganeso (MnO) (Anthony and Flett, 1997). El proceso de disolución de los anteriores compuestos en ácido sulfúrico se puede describir mediante la siguiente reacción, MO + H 2 SO4 → MSO4 + H 2O donde M es un metal divalente que puede ser: Ni, Co, Cu, Zn, Mg y Fe, y Mn o pueden ser metales trivalentes Fe(III), Al(III) M + H 2 SO4 → M 2 ( SO4 )3( aq ) + H 2O En el caso del Cr(III) de la laterita el resultado de la reacción es diferente, Cr ( III )( aq ) + H 2 SO4 → H 2Cr2O7( aq ) + S 2O( g ) + H 2O Las reacciones de disolución de los minerales del grupo de los silicatos presentes en la mena laterítica al reaccionar con el ácido sulfúrico pueden ser consideradas como la siguiente reacción de disolución y precipitación 3(Mg,Fe,Ni)O 2SiO2 2H2O+ 3H2SO4⇒3(Mg,Fe,Ni)SO4+2SiO2+ 5H2O El Fe que está en forma de goethita (FeOOH) es extraído de la solución en forma de ión férrico bajo las condiciones en que se desarrolle el proceso de acuerdo a las siguientes reacciones, 2FeOOH+3H2SO4⇒2Fe(SO4)3 + 4H2O 2Fe(SO4)3 +3H2O⇒Fe2O3 +3H2SO4 El hierro precipita en forma de hematita (Fe2O3) con la correspondiente regeneración del ácido sulfúrico que se incorpora nuevamente al proceso. La hematita pasa a formar parte de �Capítulo 1. Descripción de la zona de estudio municipio de Moa 33 las colas que son diluidas en agua y transportadas hasta las presas de residuo anexas a las factorías. El aluminio (Al) presente en la laterita en forma de gibbsita Al(OH)3 se transforma en bohemita AlOOH durante el calentamiento de la pulpa o cola mineral, la bohemita reacciona con el ácido sulfúrico y se disuelve de acuerdo a la siguiente reacción, 2AlOOH+3H2SO4⇒Al2(SO4)3 + 4H2O una parte importante del Al es hidrolizado y precipita en forma de sulfato con contenido de sales en forma de hidronioalunita, 3Al2(SO4)3 + 14H2O⇒2(H3O)Al3(SO4)2 + 5H2SO4 o como un sulfato básico de aluminio, Al2(SO4)3 + 2H2O⇒2Al(OH)SO4 + H2SO4 Si en el medio se encuentran presente cationes de sodio y potasio estos pasan a formar parte de la hidronioalunita. En el proceso de neutralización del licor residual con pulpa de coral ocurre la formación de yeso sólido mediante la siguiente reacción, CaCO3( s ) + H 2 SO4 → CaSO4( s ) + CO2( g ) + H 2O parte de este yeso es el que se encuentra en la presa de residuos. Lixiviación con carbonato amoniacal: este proceso es utilizado en la extracción del níquel y cobalto existentes en la corteza laterítica. El producto final es carbonato de níquel mas cobalto u óxido de níquel mas cobalto. El proceso consta de 4 etapas: triturado y secado del mineral, reducción, lixiviado con carbonato amoniacal y recuperación del metal de la solución (Anthony and Flett, 1997). �Capítulo 1. Descripción de la zona de estudio municipio de Moa 34 Aunque el proceso de lixiviación es complejo y las reacciones que se producen están sujetas a distintas condicionantes, cabe señalar a las siguientes reacciones como las más representativas: 2Fe(s) + (O2,4N2) + 2(NH4)2CO3 +8NH3 ⇒2Fe(NH3)6CO3 +2H2O + 4N2 2Ni(s) + (O2,4N2) + 2(NH4)2CO3 +8NH3 ⇒2Ni(NH3)6CO3 +2H2O + 4N2 2Co(s) + (O2,4N2) + 2(NH4)2CO3 +8NH3 ⇒2Co(NH3)6CO3 +2H2O + 4N2 La solución acuosa que se obtiene con los diferentes metales en solución se somete a un flujo de aire a contracorriente. El aire es necesario para oxidar los metales, ya que ninguno es lo suficientemente activo como para poder desplazar el hidrógeno de una disolución amoniacal. También el aire aplicado en el proceso oxida al Fe(II) a Fe(III) que precipita en forma de óxido de Fe hidratado (hematita) lo que permite eliminarlo de la solución de acuerdo a la siguiente reacción, 3 2+ 2 Feaq + O2( g ) + H 2O → 2 Fe2O3 XH 2O( s ) 2 En esta etapa queda dividida la solución acuosa en dos, el Ni, Co, NH3 y CO2 forman la solución acuosa denominada licor producto y el hierro y los otros elementos en forma de óxido hidratado pasa a formar parte de las colas. En la Tabla 1.2, se da la composición media de estos elementos en cada una de las partes de la solución. Tabla 1.2. Composición de los principales elementos después del proceso de lixiviado y lavado del mineral laterítico (% en peso de la masa). Componente Licor producto Ni 1.22 Co 0.02 Fe 0.06 NH3 6.51 CO2 3.52 Colas 0.28 0.08 45.31 1.5.3. Los residuos minero-metalúrgicos La extracción del níquel y el cobalto mediante lixiviación ácida (SAL) y lixiviación carbonato amoniacal (LCA) (Ponjuan y Rodríguez, 1981; Anthony y Flett, 1997) genera grandes volúmenes de residuos sólidos, líquidos y gaseosos. En la Tabla 1.3 se presenta una síntesis del volumen de residuos que genera cada una de las plantas de acuerdo a los parámetros técnicos de construcción. Los volúmenes de residuos generados dependen de la eficiencia del �Capítulo 1. Descripción de la zona de estudio municipio de Moa 35 proceso metalúrgico. En el caso que nos ocupa, la extracción del Ni y el Co por lixiviación ácida es mucho más eficiente que el proceso de lixiviación por carbonato amoniacal, con una eficiencia superior al 90% en el primer caso y entre el 75 y 80% el segundo (Anthony y Flett, 1997). Residuos gaseosos: el volumen de gases vertido a la atmósfera es elevado, como se puede ver en todas las plantas supera las 10 toneladas diarias (Tabla 1.3). Los gases principales vertidos al medio son sulfhídrico y fluorhídrico. Los gases al salir a la atmósfera generalmente tienen una temperatura superior a los 80 grados (Pérez et al., 1991). Tabla 1.3. Volumen de residuos generados por las actividades metalúrgicas. Unión de Empresas del Níquel (UNI, 1994). Localidad Tipos de residuos Sólido (T/día) Líquido (m3/día) Emisión de polvo a la atmósfera (T/día) Gas SO2 (T/día) SO3 (T/día) Nicaro ACL 1000 7000 8 12 Moa SAL 4000 12000 16 2 Referencia ACL 1200 8000 10 17 (UNI, 1994) (UNI, 1994) (UNI, 1994) (UNI, 1994) Residuos líquidos: dentro de los residuos líquidos se debe distinguir: I) los que se vierten directamente como agua residual al río Cabañas procedentes de la planta de preparación de sulfuros (WL), de la de fábrica con proceso metalúrgico de lixiviación ácida (SAL) y los de la fábrica que utiliza el proceso de lixiviación carbonato amoniacal (ACL) y II) los líquidos que acompañan las colas (residuos sólidos del proceso metalúrgico) que son vertidos a las presas correspondientes a cada uno de los procesos ubicadas sobre las terrazas del río Moa. Agua residual: el agua residual de la planta de preparación de sulfuros de la fábrica de lixiviación ácida (WL) constituye uno de los residuos más estudiados. En la Tabla 1.4 se recogen los resultados analíticos de diferentes estudios, donde se puede comprobar la gran cantidad de metales y su acidez. La diferencia entre la composición y el pH de los residuos de las dos industrias se debe al proceso metalúrgico empleado. De acuerdo con UNI (1994) y Terrero et al., (1993a, 1993b) el volumen del residuo WL que se vierte diariamente al río Cabañas, afluente del río Moa es de 12 000 m3/día. Según estos mismos autores la planta de lixiviación ácida vierte al medio una carga de sólidos diluidos de 27 000 kg/día. Estos residuos provocan un gran impacto sobre el medio hídrico (Capítulo 5). Los residuos líquidos de la planta de ACL son vertidos conjuntamente con los residuos sólidos (Foto 1.7). �Capítulo 1. Descripción de la zona de estudio municipio de Moa 36 Tabla 1.4. Composición de los residuos líquidos (mg/L). WL es el residual de la planta de preparación de sulfuros de la fábrica de lixiviación ácida. SAL (WL) Ni Co Cu Fe Mg Mn Al Cr Zn H2S H2SO4 NH3 pH Referencias 51 1 390 2100 1510 5100 600 ACL 35 5 700 1800 1400 5000 60 20-50 2-10 260 105 500-800 200-2500 1100-1500 2500-500 5 17 0.6 0.2 52 100-200 7000-8000 1.2-1.3 Granda 1992 y Astorga, Izaguirre y Llópiz, 1997 1.3-1.5 UNI, 1994 210 8.5 Rodríguez et al., 1997 - Residuos sólidos: el 90% de la masa mineral que entra al proceso metalúrgico sale como residuo sólido y es depositado en las presas de residuos anexas a las factorías. Dentro de los sólidos hay que diferenciar la existencia de cuatro residuos sólidos: I) Mineral de rechazo: es el que no entra a la planta metalúrgica por no cumplir las características técnicas de granulometría y que es enviado a las presas de rechazo ubicadas en la parte sur del área (zonas mineras antiguas, Figura 1.3). II) Residuos metalúrgicos: son los residuos sólidos del proceso metalúrgico que son enviados a las presas de colas ubicadas sobre las terraza del río Moa en el municipio de Moa y a la bahía de Levisa en el caso de Nicaro (Figura 1.3). En ambos casos las presas se encuentran en las cercanías de las factorías (Tabla 1.5). III) Polvo emitido a la atmósfera: este residuo es típico de las plantas del proceso metalúrgico carbonato amoniacal (ACL), tanto en Moa como en Nicaro (Tabla 1.4). IV) Residuos sólidos de la planta de generación de los gases de reducción: en esta planta se realiza la combustión del carbón o del petróleo para generar los gases de reducción, los residuos de la combustión son depositados conjuntamente con las colas en las balsa de residuo. Estos residuos son generalmente ricos en alifáticos. De los residuos los más importantes por su volumen y efecto ambiental son los residuos sólidos y líquidos del proceso metalúrgico. Los residuos sólidos del proceso son mezclados con agua y transportados por tuberías en forma de efluentes líquidos y depositados de manera �Capítulo 1. Descripción de la zona de estudio municipio de Moa 37 puntual en un extremo de las balsas de residuos (tailing dam), sin ningún control medioambiental (Heredia, 1978). En el caso del municipio de Mayarí, se acumulan en la bahía de Levisa. Tabla 1.5. Composición de los residuos sólidos que se depositan en las presas de colas (% en peso). Residuos SAL Ni Mg Cu Co Fe SiO2 Cr Zn Mn Al S Referencia Presas 0.08 0.044 0.0042 0.011 47.00 4.02 1.65 0.005 0.48 4.03 3.64 UNI,(1994) Rechazo 1.04 Residuos ACL Nicaro Moa 0.21 7.90 0.030 0.04 40 20.43 0.32 0.6 8.1 0.01 0.11 0.10 39.45 49 7.49 20.2 1.63 1.72 0.05 0.81 1.2 0.72 6.24 2 3.23 0.12 0.13 Rojas y Carvallo, (1993) Rodríguez et al., (1998a) La composición media de la mezcla que se vierte a las presas (Foto 1.7) consiste en 30-40% de material sólido y un 60-70% de líquido. El pH del efluente SAL es ácido con valores entre 4-4.5, mientras que el del ACL es casi neutro pH entre 6.5-6.9. Ambos residuos se caracterizan por llevar gran cantidad de materiales en suspensión y disolución. La granulometría es areno-limo–arcillosa, con predominio de la fracción limo. El diámetro de las partículas varía generalmente entre 100 y 5 micras (Rodríguez et al., 1998b). Los residuos están compuestos mayoritariamente por óxidos e hidróxidos de Fe, Al y Mg. En la actualidad se acumulan unos 180 millones de toneladas de estos residuos en un área de 10 km2. �Capítulo 1. Descripción de la zona de estudio municipio de Moa 38 Foto 1.7. Vertido de los residuos del proceso ACL. Se vierten las colas y el residual líquido en la misma presa. �Capítulo 2. Los residuos minero-metalúrgicos. Estado del arte 39 Capítulo 2. LOS RESIDUOS MINEROMETALÚGICOS. ESTADO DEL ARTE 2.1. Introducción La existencia de las escombreras y presas de residuos mineros es un rasgo característico de las actividades mineras y metalúrgicas. En la actualidad la problemática ambiental relacionada con estos materiales y sus lixiviados se ha convertido en una línea de investigación de las ciencias de la tierra y el medio ambiente con especial interés en el campo de la geotecnia y la hidrogeología. El conocimiento de los residuos minero-metalúrgico exigen del estudio de sus propiedades física, mecánicas, hidromecánicas, geológicas, hidrogeológicas y geoquímicas. El conocimiento de cada una de estas ha evolucionado con cierta independencia, aunque en la actualidad se tiende al desarrollo multidisciplinario de la problemática ambiental de los residuos. De acuerdo con la literatura consultada se pueden diferenciar los principales campos de investigación en el que los residuos minero-metalúrgicos (presas de residuos y escombreras) han sido y son estudiados actualmente: I) El impacto ambiental sobre las masas de aguas continentales, marinas, suelo y atmósfera. - Contaminación de las aguas superficiales, subterráneas y marinas por compuestos orgánicos, metales y sulfatos (Bertlett and Kimble 1976; Anthony and Breimhurst, 1981; Morin and Cherry, 1988; Förstner, 1989; Sheppard and Thibault, 1991; Bullock and Bell, 1994; Goncalves, et al., 1994; Abdelsaheb et al., 1994; Narayan, 1998; Bonben et al, 1996; Schalscha and Ahumada, 1998, ITGE, 1999, Lee et al., 2001). - Hidrogeoquímica (Pulido-Bosch et al., 1995; Pescod and Younger, 1999; Younger, 2000) - Drenaje ácido de minas y métodos de neutralización (Van Bremen, 1973; Hem, 1985; Christensen et al., 1992; Imán and Watzlaf 1995; Watzlaf and Imán, 1995; Ver and Wisotsky 1995; Kaplan et al., 1995, Watzlaf and Imán, 1997; Ordoñes y Loredo, 1998; Ordoñes et al., 1998; Ramírez, 1998, Cabral et al., 1998, Chon and Hwang, 2000). - Emanaciones a la atmósfera y lluvia ácidas (Pérez et al., 1991). -Restauración y regeneración de áreas mineras (Macias, 1993; Aubertin et al., 1994, Aguado y Apodaca, 1996; Bisch and Quiñones 1998). �Capítulo 2. Los residuos minero-metalúrgicos. Estado del arte 40 - Monitoreo y gestión de los depósitos de residuos mineros (Martínez, 1998; TMW, 1998; PTICEG, 1998; FICEG, 1994). - Riesgo ambiental (Fernández, 1981; Weissberg, 1991; Manz and Castro, 1997). - Modelos numéricos (TMW, 1998; PTICEG, 1998; FICEG, 1994). II) Comportamiento geotécnico - Propiedades físico y mecánicas (Heredia, 1980; Swarbrick et al., 1992; Vick, 1996; Blight, 1994; Daniel, 1998; López, 1999; Moya, 2001 Alonso y Gens, 2001a y 2001b) - Características de liquefacción (Yasuhara et al., 1994; Barrera and Lara, 1998; Tibana and Campos, 1998; Dawson et al., 1998, Hyodo et al., 1998). - Propiedades hidromecánicas (medio saturado y no saturado) (McWhorter and Nelson, 1979; Swarbrick et al., 1992; Rodríguez et al., 1998a, 1998b). - Tipos de emplazamientos y estabilidad (Markland and Eurenius, 1976; Stoeva and Zlatanov, 1994; Junghans and Helling, 1998; Blight, 1998, Gipson, 1998). - Posibilidad de utilizarlo como materiales de construcción (TMW, 1998). III) Características geológicas - Composición mineralógica original (Ribet et al., 1995; Adamo et al., 1996) - Mineralogía (minerales de alteración y neoformados) y su posible reutilización como nuevas menas (Ribet et al., 1995, Rodríguez et al., 1998a). - Comportamiento geoquímico (Encabo et al., 1997, Fanfani et al., 1997; Ribet et al., 1995, Gäbler, 1997). IV) Legislación y normativas para ubicación y emplazamientos de los residuos. - Normativas de vertidos (Zehnder, 1994; TMW, 1998; PTICEG, 1998; FICEG, 1994). - Sistemas de monitoreo y gestión (Troncoso, 1988b; FICEG, 1994; Special Rep. 247, 1996; Cabral et al., 1998; TMW, 1998; PTICEG, 1998). - Sistemas de información geográfica aplicados a la gestión de residuos (TMW, 1998). El estudio de estos aspectos se ha centrado en los residuos minero-metalúrgicos de la explotación de los yacimientos de polimetálicos y los derivados de la industria del carbón, mientras que los estudios de los residuos generados en la explotación de yacimientos residuales (lateritas) son más escasos. Esta diferencia probablemente se deba a que los yacimientos residuales se encuentran de manera general en países económicamente menos �Capítulo 2. Los residuos minero-metalúrgicos. Estado del arte 41 desarrollados y donde la legislación ambiental no es tan fuerte, e incluso en algunos no existe un mínimo control gubernamental de estos depósitos. Los temas más tratados en orden decreciente son: 1) contaminación de las aguas debido al drenaje ácido de mina (AMD) rico en sulfato y metales pesados, 2) las propiedades físico-mecánicas 3) la licuefacción ante cargas dinámicas 4) características geológicas y geoquímicas Sin embargo, es de señalar que en la literatura consultada no se reportan estudios de adsorción en residuos mineros y los estudios de lixiviado, flujo y transporte son escasos (Simms et al., 2000). La revisión que se presenta de aquí en lo adelante se centrará en los principales aspectos que caracterizan a los residuos minero-metalúrgicos y la problemática ambiental asociada. El énfasis principal se realizará en el tema de las afecciones sobre la calidad de las masas de agua continentales. Finalmente se presentan los antecedentes existentes en el estudio de los residuos minero-metalúrgicos en Cuba y en los residuos derivados de la explotación de yacimientos residuales (lateritas) ricos en óxidos e hidróxidos de Fe y Al. 2.1.1. Origen de los residuos minero-metalúrgicos De acuerdo a la materia prima extraída los residuos minero-metalúrgicos se pueden clasificar o diferenciar en: I) Los residuos provenientes de la explotación de yacimientos minerales sólidos de origen magmáticos o endógeno (ej. yacimientos polimetálicos, uranio, azufre, etc.), II) Los resultantes de los yacimientos residuales (ej. cortezas de meteorización como las lateritas ricas en Fe, Ni, las bauxitas ricas en aluminio Al, etc.), III) Los residuos resultantes de la explotación de yacimientos sedimentarios o de placeres IV) Los residuos de explotación de yacimientos no metálicos: a) materiales de la construcción, b) yacimientos de carbón. �Capítulo 2. Los residuos minero-metalúrgicos. Estado del arte 42 V) Residuos de la industria petroquímica (plantas procesadoras de petróleo y asfalto) y centrales termo-energéticas (cenizas resultantes de la combustión del carbón de piedra, hulla, lignito y antracita). Durante la realización de cualquiera de las explotaciones o procesos minero-metalúrgicos antes descritas se generan tres tipos de residuos: a) gases, b) líquidos y c) sólidos. Los gases: de forma mayoritaria son resultado del proceso de combustión de los combustibles fósiles (petróleo y carbón) y en menor cuantía se encuentran los gases producto del uso de sustancias químicas, fundamentalmente diferentes tipos de ácidos. Estos gases son emitidos a la atmósfera, generalmente a altas temperaturas, en forma de compuestos gaseosos (CO, CO2, NOx, SOx, etc.) y en algunos casos están acompañados de vapor de agua (Pérez et al., 1991). Los líquidos: son aguas residuales altamente contaminadas con diferentes compuestos químicos y metales pesados. Presentan, en la mayoría de los casos, un pH ácido cuando son resultado de procesos metalúrgicos de extracción de sulfuros o muy básico cuando se usan bases fuertes en los procesos de neutralización (Rosario et al., 1993, Romero y Terreo, 1993). Los sólidos: constituyen el producto final de un proceso que se inicia con la trituración de los fragmentos de roca o mineral que contiene el elemento útil; continúa en una segunda etapa con el machaqueo secundario, en que los fragmentos de roca se reducen a tamaño de arena mediante molinos (de bola, martillos o cono), seguida de una reducción, mediante molinos de barras o bolas, hasta llegar a tamaños muy inferiores al milímetro. El tratamiento de la masa mineral continúa en la fase de concentración, en la que se separan las partículas de mayor ley (concentrado) de aquellas de baja ley o estériles (residuos). El tamaño final alcanzado, junto con el contenido de minerales arcillosos y la disgregación que pueda producirse en las fases siguientes de transporte y almacenamiento en las presas de estériles, condiciona la granulometría de los lodos resultantes del proceso metalúrgico de extracción. Este proceso de fragmentación y transporte es muy diferente del que acompaña a los procesos de fragmentación, transporte y sedimentación en la naturaleza, por lo que, salvo en minerales muy arcillosos (por ejemplo los residuos de las plantas de petróleo, lavado de áridos, explotación de yacimientos lateríticos, bauxitas, cenizas de la combustión del carbón, etc.), las partículas muestran una notable angulosidad, hecho que influye considerablemente en las �Capítulo 2. Los residuos minero-metalúrgicos. Estado del arte 43 propiedades físicas y geotécnicas de los lodos. 2.2. Tipos de presas de residuos y formas de vertido 2.2.1. Tipos de presas de acuerdo al sistema de cierre utilizado El almacenamiento de estériles constituye una de las principales tareas en el proceso minerometalúrgicos. La construcción de presas y diques para recoger los residuos minerometalúrgicos es una innovación del siglo XX. Antes de la llegada de la flotación y el tratamiento de minerales de baja ley (contenido mínimo industrial), los procesos mineralúrgicos se llevaban a cabo con partículas mucho más gruesas y los residuos no se recogían sistemáticamente. Los residuos de operaciones de recuperación de mineral eran generalmente descargados en una superficie cerca de la mina, o en las aguas superficiales más cercanas. Todavía hay algunos vertidos a ríos o al mar, pero en la mayoría de los casos, los diques de estériles se han convertido en parte esencial de las explotaciones mineras. Su diseño ha evolucionado, desde una construcción rudimentaria, a los actuales estándares de alta ingeniería, en la que se utiliza la geotecnia, ingeniería geológica y campos asociados (Markland and Eurenius, 1976; Quintana, 1998). Los primeros métodos de construcción de acuerdo al sistema de cierre utilizado consistían simplemente en levantar un muro de contención con los estériles más gruesos, a los que había que ir añadiendo materiales (recrecidos) a medida que iba subiendo el nivel de los materiales depositados. En la actualidad existen cuatro métodos fundamentales de construcción de estos tipos de presa (Figura 2.1). - Línea central ”centraline” (Figura 2.1A): combina alguna de las ventajas de los otros métodos (con una mejor estabilidad sísmica que el método ”upstream” y con menos requerimientos de volumen de material en los recrecidos que con el sistema ”downstream”); sin embargo, la capacidad de retención de agua no es tan buena como la del método ”downstream” (Markland and Eurenius, 1976; Junghans y Helling, 1998). - Aguas abajo ”downstream” (Figura 2.1B): ha llegado a ser el más ampliamente usado. Habitualmente, se construye una barrera impermeable en la cara del muro de la presa que está en contacto con el depósito y se provee de un drenaje interno para asegurar que el nivel �Capítulo 2. Los residuos minero-metalúrgicos. Estado del arte 44 freático dentro del muro se mantenga lejos de la cota de aguas arriba. El espesor de la parte baja del muro se incrementa dependiendo de la altura. Esto incrementa la estabilidad, pero requiere aportes exponencialmente crecientes de material según la subida gradual del muro (Markland and Eurenius, 1976; Junghans and Helling, 1998). - Línea central desplazada “modified centraline” (Figura 2.1C): en este método lo que se realiza es un recrecimiento del muro de contención de la presa de la misma forma que el método de línea central, pero con una prolongación de la longitud del muro de la presa aguas abajo (Junghans y Helling, 1998).. Inicial y final A Final Inicial Final B Final Inicial Inicial C D Figura 2.1. Tipos de presas de almacenamiento de residuos, de acuerdo a la forma de construcción del cierre (adaptado de Junghans and Helling, 1998). A) Línea central, B) Aguas abajo, C) Línea central desplazada y D) Aguas arriba. - Aguas arriba ”upstream” (Figura 2.1D): cada construcción se hace sobre el muro existente y el borde de playa detrás del muro. El incremento de peso de la presa se puede repetir varias veces pero el sistema tiene una desventaja en el sentido que hay una línea de debilidad potencial en la base de cada recrecimiento, ya que el muro se cimenta sobre material grueso y fino. Este sistema todavía se usa en las áreas más secas del mundo, donde los niveles de agua en el interior de la presa se pueden mantener al mínimo (Junghans and Helling, 1998). Los diseños de presas que ofrecen una mejor retención de agua usan un núcleo impermeable en el muro y capas de filtro y drenajes dentro del mismo (Figura 2.2). Esto minimiza las �Capítulo 2. Los residuos minero-metalúrgicos. Estado del arte 45 filtraciones de agua, pero los costes de construcción son mucho más elevados y crecen rápidamente con la altura. La localización de los diques depende en gran medida de la topografía natural y de la naturaleza de las rocas subyacentes, incluyendo su permeabilidad. Los diques de estériles de acuerdo a su ubicación se pueden clasificar en: I)- cerramiento de valle (cross valley), II)- de ladera (valley side), III)- fondo de valle (valley bottom), IV)- anillo completo de cerramiento (ring or enclosed), V)- cerramiento parcial o total de bahías marinas o ensenadas (Quintana, 1998). El almacenamiento de los estériles en las presas antes descritas ha reducido sustancialmente el riesgo de fallos, pero ocurren incidentes, algunos de ellos muy serios (Troncoso 1988a; Vick, 1996; Fell, 1997; Benito et al., 2001; Alonso y Gens, 2001a y 2001b; ; Moya, 2001). En la página http://www.antena.nl/wise/uranium/mdap.htm/ se puede encontrar una relación muy amplia de estos accidentes ocurridos en diferentes partes del mundo. Como ejemplo en los últimos años se puede ver Meeries- pruit en Sur África, Omai en Guyana y Aznalcóllar en España.. Uno de los elementos principales de las presas de residuos es su sistema de impermeabilización, puesto que determina en gran medida la magnitud y volumen de aguas que son drenadas al medio ambiente y el volumen de agua que puede ser lixiviado por el vaso de la presa. En la gran mayoría de los casos se proyectan con un sistema de capa impermeable de arcilla en la base del vaso que actúe como barrera al proceso de infiltración de las aguas residuales y como frontera geoquímica que retenga los principales contaminantes y con un sistema de drenes que permita la recogida de los lixiviados y su tratamiento (Figura 2.2). Este procedimiento constructivo se realiza en los países donde existe una legislación ambiental importante, sin embargo en la gran mayoría de los países en vías de desarrollo este proceso constructivo es obviado, debido a que el sistema encarece los costes de producción (hasta un 20%) y disminuye la rentabilidad del proceso mineralúrgico. El uso de una o dos capas de arcilla depende del tipo de residuo a almacenar. Las geomembranas comienzan a ser de gran aplicación en muchas obras de este tipo. La existencia de los piezómetros para control de los niveles de agua y del potencial hidráulico �Capítulo 2. Los residuos minero-metalúrgicos. Estado del arte 46 comienza también a ser un aspecto a tener en cuenta. El uso de los sistemas de drenaje de los lixiviados es de extraordinaria importancia para evitar la contaminación de las aguas subterráneas y para poder tratar los lixiviados, así como para poder reutilizar las aguas. La vida de las presas de residuo se puede dividir en dos etapas: A) vida útil en uso de estos depósitos para el almacenamiento de residuos y B) etapa post-operacional con riesgo ambiental. Núcleo Filtro Fragmentos de roca Zona de drenaje Agua Residuo Capas de arcilla Capas de arcillas Colector del lixiviado Geomembranas Acuítardo Acuitardo Colector de lixiviado secundario Acuífero Figura 2.2. Esquema de los elementos que integran una presa de residuos. Parte superior el dique y parte inferior el vaso (Modificado de Rowe et al., 1995). A) La vida útil en uso de estos depósitos para el almacenamiento de residuos depende de varios factores: I) el área de la presa, II) del volumen a almacenar, III) del tipo de presa, �Capítulo 2. Los residuos minero-metalúrgicos. Estado del arte 47 IV) de la capacidad soportante del suelo, V) de la altura máxima permitida, y VI) del tiempo. B) La etapa post-operacional. Es prácticamente imposible definir el alcance en el tiempo de los efectos ambientales que pueden generar estas presas de residuo, pero dependerá fundamentalmente de la magnitud del volumen almacenado y de la composición de estos residuos y de los materiales que conforman el vaso de la presa, que son los que determinan la calidad del agua que lixivian estos. No debe olvidarse que la incidencia del depósito de estériles en el coste total de una operación minera puede llegar a ser del 20% del coste total de la inversión y tiene como peculiaridad que se trata de un coste necesario pero improductivo por lo que debe tratarse de reducir al mínimo. Sin embargo, no debe hacerse a costa de la seguridad ni de un deterioro inadmisible del medio ambiente y sus ecosistemas. 2.2.2. Formas de vertido de los residuos Los residuos de los procesos minero-metalúrgicos pueden ser vertidos en los depósitos de tres formas fundamentales: A) húmedos B) secos C) lodos ó colas (slurry), siendo este último el más utilizado y el más ampliamente conocido (Figura 2.3) (Yasuhara et al., 1994). El método seco y húmedo (la masa de residuos no se satura, para evitar la generación de lixiviados) es usado mayoritariamente para los residuos de las industrias que queman combustibles fósiles como las centrales térmicas. El hecho de agregarle cierta humedad facilita su transporte y almacenamiento sin que sea erosionado con facilidad por el aire. Si la masa de residuos derivados de este proceso se satura con agua aumenta el riesgo ambiental de éstos, pues generalmente presentan grandes concentraciones de azufre y algunos sulfuros. �Capítulo 2. Los residuos minero-metalúrgicos. Estado del arte A -I B -I C -I 48 A -II B -II C -II Figura 2.3. Formas de verter los residuos minero-metalúrgicos. I) bajo de agua y II) al medio ambiente. A) Húmedos, B) Secos y C) Lodos o Colas (modificado de Yasuhara et al., 1994). En los vertidos en forma de lodos o colas, con un 30-40 % de sólidos y un 60-70 % de líquidos, los residuos son depositados en un punto y comienzan a circular por el interior de las balsas, donde se produce la precipitación y sedimentación de los sólidos en suspensión (Figura 2.4, Foto 2.1) Tubos de descarga Área de decantación Figura 2.4. Esquema de la descarga de lodos mineros en una balsa de residuos. (Modificado de Vick, 1996). �Capítulo 2. Los residuos minero-metalúrgicos. Estado del arte 49 Foto 2.1. Vertido de residuos metalúrgicos en una de las presas de la industria cubana del níquel. En cuanto a la calidad del agua que acompaña a los lodos compuestos por partículas finas, se trata de un agua residual, frecuentemente rica en metales pesados y con un pH entre 2-7. En este punto conviene también hacer una precisión, un pH ácido entre 2 y 6 no significa, por si solo, que los metales vayan a estar en disolución, como cationes; para que esto ocurra se necesita, además, que el potencial redox sea el adecuado. El material sólido que forma el lodo vertido en las escombreras de residuo es generalmente un material geológico natural al cual se le añaden algunos productos químicos durante las etapas del proceso mineralúrgico. La diferencia entre el vertido inicial de lodo al culminar el proceso metalúrgico y el material sedimentado en la presa de residuo es debido al origen de nuevos minerales (de neoformación), que originalmente no se encuentran en el yacimiento y que son el resultado: I) de los procesos exógenos (oxidación de las diferentes fases minerales principalmente sulfuros, la meteorización física y química y evaporación del agua que provoca una mayor concentración de sales y la precipitación de nuevas especies minerales) y II) de los compuestos químicos añadidos en el proceso metalúrgico. La combinación de estos dos factores da lugar al desarrollo de nuevos procesos hidroquímicos que afectan las aguas que circulan por estos medios porosos. �Capítulo 2. Los residuos minero-metalúrgicos. Estado del arte 50 2.3. Propiedades de los residuos minero-metalúrgicos sólidos 2.3.1. Principales fases minerales La composición mineralógica de los lodos y estériles de mina depende del tipo de yacimiento mineral explotado y del contexto geológico de las rocas encajantes. La composición mineralógica del estéril o lodo vertido a la presa de residuo sufre una transformación una vez acumulado en la balsa, donde tienen lugar una serie de procesos físico - químicos que dan lugar al desarrollo de nuevos minerales, resultado de su interacción con el medio circundante y los productos químicos añadidos en el proceso. Los residuos resultantes de la explotación de los yacimientos de minerales polimetálicos (Cu, Zn, Sn, Au, Ag, etc.) y los de carbón se caracterizan por un predominio de los sulfuros. En la Tabla 2.1 se muestra un listado de los elementos metálicos y los principales minerales que se encuentran en las balsas de residuos de diferentes regiones del mundo. Generalmente en los procesos de beneficio del mineral se extrae la mayor parte de su elevado contenido natural en metales pesados, excepto los minerales de hierro, manganeso y algunos sulfuros que no cumplen con un contenido mínimo industrial económicamente rentable. Entre los minerales neoformados se encuentran los diferentes productos de la oxidación de la pirita (Tabla 2.1). Los óxidos e hidróxidos de hierro, aluminio, el yeso y los carbonatos constituyen los más abundantes. El yeso y los carbonatos pueden encontrarse cementando las partículas sólidas (Ribet et al., 1995; Adamo et al., 1996). De estos minerales, los sulfuros constituyen uno de los elementos más peligrosos para el medio ambiente por su posibilidad de oxidarse ante la presencia de oxígeno y dar lugar a minerales generadores de acidez (melanterita, romerita, coquinbita, copiapita y varios miembros de la familia jarosita, tal como la jarosita potásica). Estas sales que normalmente se encuentran en un medio reductor (presa de residuos) al ponerse en contacto con aguas ricas en oxígeno se oxidan y facilitan el descenso del pH de éstas y la solución de los metales pesados. La composición química de los residuos está directamente relacionada con la mineralogía del depósito y los elementos químicos usados en el proceso mineralúrgico. Generalmente los elementos químicos que presentan mayores concentraciones son el Fe, S y Al. El resto de los metales aparecen en concentraciones menores. �Capítulo 2. Los residuos minero-metalúrgicos. Estado del arte 51 Tabla 2.1. Principales minerales presentes en los residuos mineros. Elemento Mineral Hierro Pirita Pirrotina Arsenopirita Jarosita Goethita Limonita Hematita Magnetita Ferryhidrita Lepidocrosita Melanterita Aluminio Gibbsita Cobre Calcopirita Calcocina Covelita Carbonatos Calcita Dolomita Yeso Plomo Galena Anglecita Zinc Esfalerita Formula química Referencias FeS2 Fe(1-x)S FeAsS KFe(SO4)2(OH) FeOOH FeO(OH)3 Fe2O3 Fe3O4 Fe(OH) FeOOH (OH3)) FeSO47H2O Al2O3 CuFeS2 Cu2S CuS CaCO3 CaMgCO Ca(SO4)2H2O PbS PbSO4 ZnS Vick, 1996; Rodríguez et al., (1998a); Blight, (1994, 1998), Aubertin et al (1994); Younger, (1999). Ribet et al., (1995); Younger, (1999) Ribet et al., (1995), Younger, (1999, 2000) Ribet et al., (1995); Adamo et al., (1996); Younger, (1999) Ribet et al., (1995). Younger, (1999) Ribet et al.,(1995);Younger, (1999, 2000) 2.3.1.1. Comportamiento geoquímico El comportamiento geoquímico de los residuos minero-metalúrgicos esta determinado por la composición mineral de la fracción sólida y el tipo de proceso metalúrgico que se emplea en la extracción del componente útil. Los estudios de estos se centran en la transferencia al medio hídrico mediante: 1- Tests de lixiviado mediante la técnica de ensayos Batch, 2- Secuencias de extracción 3- Ensayos en columnas 4- Evolución de la contaminación en los acuíferos afectados por la infiltración de sus lixiviados. En este aspecto existe un gran número de trabajos (Monterroso et al., 1994; Stollenwerk, 1994, Ribet et al., 1995, Encabo et al., 1997, Fanfani et al., 1997; West, et al., 1998), �Capítulo 2. Los residuos minero-metalúrgicos. Estado del arte 52 encaminados a determinar la masa de solutos que pueden ser transferidas al medio hídrico en presencia del agua y de diferentes soluciones extractantes. 2.3.2. Propiedades físico–mecánicas de los residuos minero-metalúrgicos sólidos El estudio de las características y propiedades físicas y mecánicas de los residuos ha sido objeto de un gran número de trabajos entre los que se destacan los de Markland and Eurenius, (1976); Heredia (1980); Blight, (1994, 1998); Aubertin et al (1994); Vick, (1996). Las propiedades físico - mecánicas de los residuos mineros están condicionadas por la naturaleza y magnitud de la explotación minera de que se trate. En la mayoría de los casos presentan una granulometría muy fina entre 0.02 y 1 mm, más del 50% pasa por el tamiz 200 (Foto 2.2, Figura 2.5A), una densidad de las partículas sólidas de 1.5 a 4.5 g/cm3, un ángulo de fricción interna entre 27 y 45 grados, plasticidad nula o muy baja, un índice de poros muy variable desde 0.8 a 3 según el tipo de material y proceso que lo haya originado. En la Tabla 2.2, se muestra una comparación de las propiedades físicas de residuos mineros de diferentes regiones del mundo y diferentes tipos de minas. Foto 2.2. Imagen obtenida mediante el microscopio electrónico de una muestra de residuo de una de las presas del residuo del proceso de lixiviación carbonato amoniacal (ACL). Moa (Cuba), donde se observa la angulosidad de las partículas sólidas y su pequeño tamaño. �Capítulo 2. Los residuos minero-metalúrgicos. Estado del arte 53 % de finos por peso Diamante Uranio Oro Platino Vanadio/Rodio Diámetro de las partículas Figura 2.5A. Representación de las curvas granulométricas de estériles procedentes de diferentes tipos de minas (adaptado de Blight, 1994). Tabla 2.2. Características físicas de residuos minero-metalúrgicos almacenados en presas y escombreras (tailing dam) valores medios indicativos. Mineral extraído Ni y Co Localidad - País Moa ACL - Cuba Ni y Co Ni y Co Fe Fe C C Al Fe Moa SAL-Cuba Mayarí ACL-Cuba Hamersley -Australia Newman-Australia Riverside-Australia Wambo-Australia Weipa-Australia Fernandinho-Brasil ρd g/cm3 1.8 ρs g/cm3 3.97 Ll Lp 43.9 1.8 1.4 3.91 3.81 3.5 3.7 1.74 1.86 2.85 3.6 25 40 30 33 44 74 43 39. 9 24 36 39 44 56 116 60 Arcilla (%) 10 Limo Arena Referencia (%) (%) 70 20 Rodríguez, et al 1998 14 70 16 42 29 39 57 32 8 54 58 49 35 40 70 4 13 12 8 28 22 Heredia 1980 Heredia 1980 Swarbrick, et al., 1992 Swarbrick, et al., 1992 Swarbrick, et al., 1992 Swarbrick, et al., 1992 Swarbrick, et al, 1992 Tibana and Campos 1998 Cu, S, Zn Aznalcollar-España Estéril 3.1 NP NP 1.0 96.6 2.4 López, 1999 Lodos 4.5 NP NP 98 2.0 Lloret et al., 1999 ρs: densidad de las partículas sólidas, ρd: densidad seca, Ll: límite líquido, Lp: límite plástico, NP: no plástico. Estéril: no pasa por el proceso metalúrgico. Lodo: pasa por el proceso metalúrgico. �Capítulo 2. Los residuos minero-metalúrgicos. Estado del arte 54 2.3.2.1. Licuefacción de los residuos minero-metalúrgicos Los estudios de las características y mecanismos de licuefacción de los residuos mineros ante la presencia de una carga dinámica generalmente debida a los seísmo ha sido objeto de atención de un gran número de investigaciones (Yasuhara et al., 1994; Barrera and Lara, 1998; Tibana and Campos, 1998). Dentro de los residuos minero-metalúrgico los que presentan una mayor probabilidad de licuefactar son los que presentan una granulometría areno-limosa con una baja cohesión (Figura 2.5B). % de finos por peso Zona más probable de licuefacción Fronteras de suelos potencialmente licuefactables A B % de finos por peso Granulometría para los residuos mineros limosos con baja resistencia a la licuefacción Frontera para suelos potencialmente licuefactables Límite para los suelos más licuefactables Diámetro de las partículas Figura 2.5B.A) Rangos de granulometría en los que pueden desarrollarse los procesos de licuefacción. B) Rangos para residuos mineros que por el tamaño de sus partículas se clasifican como limos (Committee on Earthquake Engineering, 1985). �Capítulo 2. Los residuos minero-metalúrgicos. Estado del arte 55 2.3.2.2. Comportamiento hidromecánico Constituye uno de los temas muy poco estudiados y en general se pueden citar pocos trabajos con relación al comportamiento en condiciones no saturadas. Los trabajos realizados se han centrado en el estudio de la succión y la permeabilidad en muestras aisladas y en depósitos de estériles (Aubertin et al., 1994; Rodríguez et al., 1998; Santos and Martínez, 1998; Lloret et al., 1998). Otro de los aspectos estudiados en los depósitos de estériles es los procesos de consolidación debido a la sedimentación que experimentan los residuos vertidos por decantación y producto de la evaporación (Committee on Earthquake Engineering, 1985; Swarbrick and Fell, 1992; Acevedo et al., 1994; Calabresi et al., 1994) 2.4. Impacto ambiental de las actividades minero-metalúrgicas Las actividades minero-metalúrgicas pueden causar diferentes impactos: a) Impacto sobre los recursos hídricos (ecosistemas acuáticos, aguas superficiales, subterráneas y marinas); b) Variación de la morfología del terreno; c) Impacto sobre el aire (atmósfera); d) Impacto sobre los suelos y la flora y la fauna asociada a ellos; e) Impactos paisajísticos; f) Contaminación ambiental con diferentes formas de energía (ruido o acústica, radiaciones, calor). Las características y magnitud de cada uno de ellos dependen en gran medida de la vulnerabilidad y fragilidad del territorio, de la naturaleza del recurso extraído (tipo de yacimiento mineral y la mineralización secundaria), de las rocas que lo acompañan (rocas encajantes), de la magnitud de las explotaciones (área afectada por la explotación), de los métodos de extracción, tratamiento y beneficios utilizados, condiciones hidrogeológicas e hidrológicas, de la geomorfología local y de las condiciones climáticas (condiciones geográficas locales). Aunque los impactos más aparentes se concentran en la zona minera propiamente dicha, suelen afectar a los lugares adyacentes y pueden alcanzar regiones muy lejanas. Es bueno destacar que en mayor o menor medida todos estos impactos ambientales presentan dos elementos que los interrelacionan entre sí, el viento y el ciclo hidrológico del planeta Los �Capítulo 2. Los residuos minero-metalúrgicos. Estado del arte 56 vertidos de aguas en ríos pueden ser transportados cientos de km y depositados en el mar. Las emanaciones gaseosas pueden ser transportadas por las corrientes de aire y precipitar en zonas muy alejadas del lugar de explotación, como ha sucedido con las lluvias ácidas en Canadá, debido a las emanaciones gaseosas en los EE.UU. (Tabla 2.3). 2.4.1. Impacto sobre las masas de agua continentales y marinas Las actividades minero-metalúrgicas son procesos industriales íntimamente ligados al agua. El agua es un elemento esencial en estas actividades y se usa para disgregar, lavar, transportar substancias y para refrigerar. Esta actividad genera grandes volúmenes de aguas residuales altamente contaminadas que en la mayoría de los casos no reciben ningún tratamiento y que su vertido origina la contaminación de aguas superficiales y subterráneas. Su origen es variado y difícil de evaluar en muchos casos debido a que estas actividades se desarrollan en condiciones geográficas muy diferentes. La forma de contaminación más importante es la introducción de substancias solubles en el medio hídrico lo que tiene lugar por diferentes vías: 1)- El uso de reactivos en el proceso de concentración de los metales, entre los cuales se encuentran ácidos y bases modificadoras del pH del agua, derivados del petróleo, ácidos orgánicos, xantanos (esteres de ácidos inestables), cianuros, etc. (Llamas, 1998). 2)- Descarga de aguas ácidas ricas en metales pesados y compuestos tóxicos (principalmente plomo, mercurio, cobre, zinc, cromo, cadmio y molibdeno). Incorporación de sustancias radioactivas al agua. Las fuentes de radioactividad son los vertederos y escombreras de minas de uranio abandonadas o en explotación (Pollock, 1986). 3)- Sulfatos, procedentes del drenaje ácido de yacimientos de carbón, metálicos o escombreras y minas abandonadas (fundamentalmente menas de carbón, sulfuros de Fe y de polimetálicos). La oxidación de los sulfuros se produce por entrada del oxígeno debido a los procesos de recarga de las aguas subterráneas y a las fluctuaciones del nivel freático. Pueden existir otras substancias capaces de provocar la acidificación de las aguas (productos químicos, orgánicos), que afectan los ecosistemas acuáticos. Las aguas enriquecidas en sulfato hacen más soluble muchos compuestos metálicos y metales (dependiendo del pH) letales para las plantas y organismos acuáticos. El descenso del pH hace a las aguas �Capítulo 2. Los residuos minero-metalúrgicos. Estado del arte 57 químicamente agresivas, requiriendo una gran dilución o un tratamiento específico para que puedan utilizarse de nuevo (Elberling and Nicolson, 1996, Rodríguez y Candela, 1998). Foto 2.3. Precipitados de óxidos e hidróxidos de hierro en las orillas del río Moa, Cuba. 4)- Sales ferrosas, que al pasar a férricas dan lugar a turbidez en el agua y a que en lechos y márgenes de muchos ríos se puedan observar precipitados pardos de óxidos e hidróxidos de hierro y manganeso (ej. El río Tinto en España, el río Moa en Cuba, las bahías de Nicaro y Moa en Cuba, Foto 2.3), provocando una degradación casi total del medio acuático y otros problemas ambientales relacionados con la transformación de los ecosistemas naturales circundantes (Smith et al., 1998). 5)- Incorporación de materia orgánica, que produce una disminución en la cantidad de oxigeno disuelto y con ello afecta el desarrollo de la vida acuática. Su origen esta asociado a la deforestación de áreas tropicales durante la aperturas de minas a cielo abierto y tala indiscriminadas de los bosques existentes para crear la infraestructura necesaria. 6)- Incorporación de diferentes nutrientes que pueden llegar a ocasionar una eutrofización (exceso de alimento para las plantas en el agua) del agua, generalmente están asociados a los arrastres por erosión de las escombreras de suelo del destape del yacimiento y a los procesos de deforestación. También pueden incorporarse elementos metálicos que constituyen alimentos para el desarrollo de diferentes microorganismos (Brake, et al., 2001 ). La existencia de estos nutrientes provoca también la eutrofización de las aguas debido al desarrollo de la vegetación en el agua almacenada en las minas a cielo abierto y embalses de agua para el abastecimiento de las plantas de tratamiento y beneficio (Cuadros et al., 1999). �Capítulo 2. Los residuos minero-metalúrgicos. Estado del arte 58 7)- Incorporación de partículas de suelos o sedimento en suspensión (particularmente cuando se desarrollan lavados de materiales aluviales para la construcción de las obras mineras y civiles, dragados de áridos aluviales y marinos, profundización de cauces fluviales, limpiezas de los puertos y canales, deforestación y almacenamiento en escombreras de suelos poco cohesivos en climas tropicales de elevada pluviometría (Carménate y Riverón, 1999). En primer lugar, estas cargas sólidas que se incorporan a las corrientes de aguas superficiales producen el incremento de la turbidez del medio y la disminución de la entrada de la luz solar, provocando una disminución de la actividad biológica de plantas, animales y microorganismos acuáticos, así como la afectación de la fotosíntesis de la vegetación acuática y algas. En segundo lugar esta carga sólida puede obstruir cauces y canales, provocando inundaciones, enterrar y colmatar embalses y al llegar las aguas de los ríos que desembocan en zonas costeras pueden provocar daños a puertos, incrementar la turbidez del agua del mar, afectar el crecimiento de los corales y ocasionar su muerte por enterramiento (Martínez, et al., 1993; Carménate y Riverón, 1999). Puede afectar zonas de importancia socioeconómica (de interés turístico y pesquero). Otra de las fuentes de incorporación de partículas sólidas al medio hídrico superficial son los vertidos de residuos en los cauces fluviales y la rotura por accidentes de las balsas de residuos o estériles (Benito, et al., 2001) (Apartado 2.5) Tabla 2.3. Relación de algunos ejemplos del impacto ambiental de las actividades minerometalúrgicas en diferentes condiciones geográficas. País Región Contaminantes Referencias UK Canadá España Portugal México South Africa Guyana Brasil Bolivia Argentina Chile Cuba Frazer´s Grove Sudbury Galicia Río Cabado S.M. de la Paz Transval Omai Amazonas La Paz/Oruro Fe,Cu,Pb,Zn Ni,Mn,Fe,SO4 Cu Zn,Cr,Pb Ni,Cu,Mn,Fe,Zn,As Fe, SO4 Zn,Cu,Fe Cr,Mn,Pb,Ni Fe,Mn,Al U,Ra Cd,Zn Ni,Cr,Mn,Fe,SO4 Younger, 2000 Elberling and Nicholson, 1996 Izco et al., 1986, Iribar et al, 1998 Goncalves, et al., 1994 Manz and Castro, 1997 Bullock and Bell, 1994 Narayan, 1998 Weissberg, 1991 Pescod and Younger, 1999 Bonben et al, 1996 Schalscha and Ahumada, 1998 Rodríguez y Candela, 1998 Región central Moa 8) La oxigenación de las aguas en las plantas de lavado de áridos para la construcción (por ejemplo, a causa de agitación mecánica durante la extracción de áridos del lecho de los ríos), �Capítulo 2. Los residuos minero-metalúrgicos. Estado del arte 59 puede causar la destrucción de cantidades excesivas de materia orgánica, que puede resultar necesaria para el desarrollo de los diferentes ecosistemas acuáticos y de gran valor en el mantenimiento de las condiciones geoquímicas del medio (Fernández, 1998). 9) Reducción de las zonas húmedas o humedales, variación del caudal de los manantiales y del flujo en las aguas superficiales, por variación de los niveles piezométricos debido al bombeo de agua superficial y subterránea (Tovar, 1999). De los casos de contaminación de aguas subterráneas y superficiales consultados, el mayor porcentaje está asociado a la minería del carbón y a la de los yacimientos de minerales sólidos que presentan una mineralización sulfurosa rica en metales pesados (Tabla 2.3). Los minerales sulfurosos al ponerse en contacto con los agentes de meteorización, fundamentalmente el oxígeno y las precipitaciones atmosféricas, provocan la oxidación de los sulfuros (Elberling y Nicolson, 1996, Yonguer, 1999, 2000) y con ello la generación de lixiviados y drenaje de aguas contaminadas. Los efectos ambientales, actividad biológica y toxicidad de los diferentes metales que se incorporan al medio hídrico se recogen con gran grado de detalle en Merian, (1991). 2.4.2. Drenajes y lixiviados de aguas ácidas de escombreras y minas inactivas El efecto ambiental de los drenajes de aguas residuales de plantas metalúrgicas, minas y escombreras es muy importante. Concentraciones bajas de metales pesados (del orden ppm) son letales para los seres vivos acuáticos y constituyen un importante riesgo sanitario para el hombre y ganadería. La toxicidad de los metales depende de la concentración, de la forma química en que se encuentre (por ejemplo, el mercurio o el plomo en compuestos orgánicos es más tóxico que en inorgánicos, mientras que con el cobre sucede lo contrario) y de la presencia de otros metales. Una sustancia química en el agua puede incrementar la toxicidad de otras, por ejemplo la presencia de sulfato en las aguas facilita en muchos casos la solubilidad de otros metales y con ello eleva el grado de contaminación (Custodio, 1983b; Larsen and Postmant, 1997). Los cianuros y otros compuestos son letales en concentraciones del orden de partes por mil en el agua (Merian, 1991) y el ácido fluorhídrico puede dar lugar a fluorosis en personas o animales que beban el agua enriquecida en este compuesto. �Capítulo 2. Los residuos minero-metalúrgicos. Estado del arte 60 La oxidación de minerales sulfurosos tiene lugar en condiciones naturales, sin la intervención del hombre y es la causa de que en determinadas zonas del planeta existan numerosos ríos con valores de pH muy bajos e incluso, con una fauna autóctona única y adaptada a esas condiciones de acidez (ej. El río Tinto en España). También es la causa de que predominen las aguas sulfatadas cálcicas sin que existan zonas de yesos (estas son el resultado de la neutralización natural de las aguas ácidas al entrar en contacto con afloramientos de rocas carbonatadas, margas, tobas calcáreas, calizas, etc.). La filtración a través de escombreras se produce debido a que la acumulación de estos residuos en las balsas y presas de residuos (tailing dams), sobre la superficie del terreno provoca una variación de las condiciones hidrogeológicas locales (Ribet et al. 1995). El agua del residuo crea un nivel freático artificial sobre la superficie del terreno provocando una variación de las condiciones de recarga y flujo (McWhorter and Nelson, 1979) (Figura 2.5C). Por otro lado, las reacciones químicas de los diversos contaminantes que modifican el equilibrio geoquímico pueden manifestarse en cambios de: oxidación/reducción, especiación/ complejación, disolución/precipitación, adsorción/desorción, floculación y digestión de coloides (Morin and Cherry, 1988). La generación del drenaje ácido de las minas (AMD) abandonadas y escombreras está motivada por la combinación de dos factores básicos: I) la oxidación de los sulfuros metálicos principalmente la pirita (FeS2) y II) su proceso de disolución y transporte por el agua. La oxidación de la pirita da lugar a minerales secundarios: melanterita (FeSO4 7H2O), romerita (Fe2+Fe3+2(SO4)4 14H2O), coquinbita (Fe2(SO4)39H2O), copiapita (Fe2+Fe3+2(SO4)6(OH)2 20H2O) y varios miembros de la familia jarosita, tal como la jarosita potásica (KFe33+(OH)6 (SO4)2). Todos estos minerales están considerados como sales generadoras de acidez (Younger, 1999). De acuerdo con Hem (1985), existen tres tipos de acidez en las aguas: I) Acidez asociada con los protones de hidrogeno (H+), o sea el pH; II) acidez asociada con la disolución de compuestos orgánicos y III) acidez asociada con la disolución de metales. En el drenaje ácido �Capítulo 2. Los residuos minero-metalúrgicos. Estado del arte 61 de minas (AMD) la disolución de compuestos orgánicos es generalmente pequeña o nula, por lo que la acidez está asociada fundamentalmente a las causas I y III. Sobre el tema del AMD se puede encontrar mayor información en un gran número de trabajos (Muñoz et al., 1997; Younger, 1999, 2000), que tratan sobre los problemas del drenaje de aguas ácidas relacionados con la minería del carbón y polimetálicos. De forma general, el proceso de oxidación de los sulfuros está originado por el ascenso y descenso del nivel freático dentro de las balsas de residuo y del acuífero. Durante el descenso se produce la entrada de oxígeno y la oxidación de los diferentes metales, mientras que en el ascenso se produce la disolución y lixiviado de los diferentes contaminantes. Es bueno destacar que la entrada del oxígeno está condicionada por el grado de saturación de los residuos y que a partir del 80 % de saturación se dificulta la difusión de éste en el medio (Elberling and Nicholson, 1996). La mayor o menor magnitud de este proceso depende de los intervalos de este ciclo, condicionado por la variabilidad climática, el tipo de mina y si la escombrera o balsa de residuo se encuentra en explotación o abandonada. Si está en explotación, hay un aporte de líquido del proceso metalúrgico que también juega un papel importante en el ciclo (González y Ramírez, 1995; González, et al.,1995, 1997; Pluta and Trembaczowski, 2001). Es de señalar que generalmente por debajo de un metro de profundidad del nivel freático en el interior de las balsas se presenta un medio reductor (Elberling and Nicholson, 1996). Lo anómalo en el caso del drenaje de aguas ácidas de minas abandonadas es su caudal, debido a que al producirse su salida a la superficie se libera un gran volumen de agua muy rica en ácido sulfúrico y con gran cantidad de metales en disolución, al drenar en tan corto espacio de tiempo provoca la ruptura del equilibrio hidrogeoquímico natural de las aguas superficiales (Blowes et al, 1992; Younger, 2000). El primer efecto que provoca la salida al exterior de un gran volumen de aguas ácidas es que el volumen de ácido sulfúrico que generalmente las acompaña carboniza la materia orgánica. Esto se ha podido observar claramente en la vegetación, en Aznalcollar, (Quintana, 1998), especialmente en los plantones más jóvenes y en los juncos que están quemados hasta el nivel que alcanzaron las aguas (Llamas, 1998). �Capítulo 2. Los residuos minero-metalúrgicos. Estado del arte 62 Presa Nivel freático inicial Nivel freático alterado Acuífero Figura 2.5C. Variación del nivel freático que provoca la construcción de una escombrera sobre un acuífero libre. La acidez del agua no desciende inmediatamente, ya que el agua de descarga sigue conteniendo grandes cantidades de ácido que es liberado (lavado) lentamente (Younger, 1999). En un agua estancada, como la de las balsas, a una profundidad mayor de medio metro por debajo del nivel de los lodos el contenido en oxígeno disuelto es prácticamente nulo (Blowes et al., 1992; Elberling and Nicolson, 1996), el ambiente es reductor y los metales se encuentran mayoritariamente estables como sulfuros. Por lo tanto, las aguas ácidas liberadas de la balsa por los procesos de lixiviación no pueden tener el mismo contenido en metales pesados que las aguas ácidas naturales (formadas por lixiviación de los sulfuros en un ambiente oxidante, como son las minas abandonadas). Si esas aguas infiltradas se ponen en contacto con aguas ricas en oxígeno o circulan por la zona no saturada durante su infiltración, su capacidad para disolver metales aumenta considerablemente. 2.4.2.1. Modelos numéricos en el estudio de la contaminación de acuíferos por el lixiviado de residuos minero-metalúrgicos La simulación con métodos numéricos de la contaminación de las aguas por la infiltración de los lixiviados de las escombreras de residuos minero-metalúrgicos constituye una de las líneas de investigación que se desarrollan actualmente, con el objetivo de determinar la proporción información sobre la evolución de la contaminación y los principales mecanismos que controlan el flujo y el transporte (TMW, 1998; PTICEG, 1998; FICEG, 1994). 2.4.3. Variación de la morfología del terreno �Capítulo 2. Los residuos minero-metalúrgicos. Estado del arte 63 La morfología local sufre importantes cambios debido a la construcción de vías de acceso y extracción de mineral, se hacen pozos, galerías, zanjas y excavaciones diversas, se mueven grandes volúmenes de mineral, tierra o rocas, desmontes, escombreras, balsas de sedimentación y terraplenes, sujetos a movimientos de masa y a erosión de los agentes exógenos (Vera, 1979). En general las modificaciones son más importantes si las explotaciones se hacen a cielo abierto o permitiendo el colapso superficial, pero la minería subterránea puede provocar fenómenos de subsidencia o hundimientos. El que se presenten unos u otros, su alcance y otros efectos, depende del tipo de roca (por ejemplo, si su deformabilidad es elevada tenderá a haber subsidencia, pero si es baja son más probables los hundimientos, que suelen causar mayores daños), de la profundidad de las labores y de su extensión, etc. Las vibraciones que acompañan a los hundimientos pueden generar graves daños también en lugares próximos, en edificios, embalses, puentes y otras obras públicas. Los cambios de morfología son muy importantes pues al afectar al nivel freático, provocan una intercepción del mismo y por consiguiente un drenaje artificial; en otras áreas conducen a cambios en las condiciones de flujo y recarga (Figura 2.6, Foto 2.4). (Fernández, 1981, Jiménez y Rodríguez, 1997). También se generan problemas de subsidencias del terreno debido a la extracción de aguas subterráneas para bajar sus propios niveles. Foto 2.4. Intersección del nivel freático en una mina de níquel a cielo abierto. Moa, Cuba. �Capítulo 2. Los residuos minero-metalúrgicos. Estado del arte 64 Agua A Agua B Agua C Figura 2.6. Casos más frecuentes de minas a cielo abierto donde se produce la intersección o alteración del nivel freático. A) Recarga del acuífero desde el hueco minero, B) Flujo a través del hueco minero y C) Flujo hacia el hueco minero. 2.4.4. Impactos sobre la atmósfera y el suelo Contaminación atmosférica: las causas son la emanación de gases a la atmósfera, la incorporación de partículas por la erosión del viento y el vertido de las chimeneas. Los residuos de bajo peso específico son los que pueden tener una mayor incidencia sobre este aspecto (cenizas de carbón, desechos de la industria petroquímica). La contaminación del aire puede igualmente alcanzar elevada gravedad y suponer riesgos sanitarios importantes. Los contaminantes se originan al dividir, triturar o remover suelos, sedimentos y rocas. Los lugares de origen son escombreras, balsas de sedimentación, detritos de cualquier tipo, suelos con vegetación empobrecida o sin ella, vertidos o escapes de las plantas de tratamiento, talleres, ventilación, vehículos, etc. Los agentes más importantes son: �Capítulo 2. Los residuos minero-metalúrgicos. Estado del arte 65 1)- Aerosoles y polvo: su composición es variada y depende principalmente del material geológico que se explota (las rocas, yacimiento mineral, carbón, petróleo o gas), pero el tamaño, el volumen y otras características dependen de las técnicas mineras y metalúrgicas utilizadas y en menor medida de otros factores, fundamentalmente del clima local (Álvarez et al., 1982, Gregurek, et al, 1999). En el caso del polvo presentan mayor riesgo ambiental las partículas con tamaño menor de 10 micras (Sierra et al., 1998) pues no son retenidas por las defensas del tracto respiratorio y las menores de 2 micras son inhaladas por los seres humanos y animales y pueden provocar enfermedades respiratorias y cáncer de pulmón (Merian, 1991). Las partículas ricas en sílice pueden ocasionar la silicosis sobre todo en aquellos yacimientos con explotación de volúmenes importantes de rocas ricas en sílice. Foto 2.5. Emanaciones gaseosas de una planta metalúrgica procesadora de Ni y Co. Moa, Cuba. 2)- Los gases y compuestos gaseosos, principalmente dióxidos de carbono, nitrógeno y azufre y en ocasiones sulfhídrico, fluorhídrico, etc. Las consecuencias son variadas y recaen principalmente sobre los organismos vivos de la zona minera y de sus inmediaciones, que quedan sujetas a riesgos sanitarios importantes con variados tipos de enfermedades. Los metales pesados que acompañan estas emisiones pueden ocasionar diversas formas de toxicidad, entre las principales se encuentran la emisión de partículas ricas en cromo hexavalente. Las enfermedades de anemia y cáncer pueden ser provocadas por materiales radiactivos y cáncer de pulmón por asbestos, cromo, etc. (Merian, 1991, Adriano, 1995). La vegetación y las aguas locales pueden sufrir los efectos de la contaminación atmosférica, produciéndose daños diversos (Elberling and Nicholson, 1996). Las modificaciones de la �Capítulo 2. Los residuos minero-metalúrgicos. Estado del arte 66 morfología y la contaminación de aguas y aire influyen negativamente sobre los suelos, que pueden ser destruidos, degradados o alcanzados por diversos contaminantes (metales pesados, compuestos tóxicos, isótopos radiactivos), por aguas ácidas, por sedimentos que los alteren, por gases nocivos, etc., con consecuencias que van desde caídas en la productividad primaria (y por lo tanto en las cosechas agrícolas) hasta la práctica desaparición de los microorganismos del suelo y de la vegetación. El principal problema ambiental generado por los residuos gaseosos es el origen de las lluvias ácidas, las cuales pueden manifestarse en regiones muy alejadas del área de emanaciones. El efecto que provocan estas lluvias es la acidificación de suelos y la eliminación de grandes superficies de bosques. 2.4.5. Impactos paisajísticos Las modificaciones morfológicas se traducen en impactos paisajísticos considerables, frecuentemente agravados por la destrucción o degradación de la vegetación, la ruina de granjas y otros edificios preexistentes, por la combustión espontánea de escombreras, la existencia de torres, barracones, plantas de concentración y tratamiento, presas de aguas y de residuos y construcciones diversas para la actividad minera (en ocasiones poblados enteros). En ocasiones el cierre de minas subterráneas produce el desplome o colapso de la superficie del terreno, mayoritariamente por el desplome de los pilares de las cámaras debido a la erosión hídrica de los estratos infrayacentes. Los impactos paisajísticos pueden aparecer también lejos de las operaciones (por ejemplo, daños en la vegetación a causa de las lluvias ácidas o masas de aire contaminado por el polvo de aterramiento, de actividades complementarias como la construcción de un ferrocarril, una carretera o un tendido eléctrico, etc.) Cada vez con mayor frecuencia se realizan las explotaciones a cielo abierto, de dimensiones superiores a las subterráneas. Las causas son la creciente utilización de rocas industriales, el incremento del consumo de materia prima mineral y las leyes de contenido mínimo industrial cada vez más bajas y los cada vez más poderosos medios tecnológicos utilizados en los procesos metalúrgicos. �Capítulo 2. Los residuos minero-metalúrgicos. Estado del arte 67 2.4.6. La contaminación ambiental por diferentes formas de energía La contaminación ambiental por esta causa suele ser también elevada, causando diversos daños ecológicos y a la población. Las vibraciones (maquinaria pesada, explosivos, movimientos de masa de suelos y rocas) pueden también dar lugar a impactos ambientales (Pollock, 1986). La contaminación térmica de las aguas, debido a su uso para refrigerar, puede provocar efectos variables entre los que se encuentran: cambios de la flora y la fauna en ríos, lagos y el mar, que pueden influir en el desarrollo de nuevas especies. Las oscilaciones grandes de temperatura originan contaminaciones térmicas excesivas o terminales, que pueden llegar incluso a provocar la muerte de los seres vivos acuáticos (Pollock, 1986). La emisión de gases y vapor a la atmósfera se produce generalmente con altas temperaturas (Pérez et al., 1991b). Estudios de los efectos del ruido generado por las actividades minero-metalúrgicas indican que el ruido puede provocar diferentes enfermedades sobre la capacidad auditiva de los trabajadores. Estudios en plantas metalúrgicas muestran que el 80% de los trabajadores presentan diferentes afectaciones sobre su capacidad auditiva (Aguilera, 1998). 2.5. Riesgo ambiental por rotura de las presas de residuos Una de las mayores causas de riesgo asociadas a los residuos almacenados es la posibilidad de fallo o rotura de las escombreras, presas o balsas de residuos por pérdida de la estabilidad. La mayoría de los factores que tienen un efecto directo sobre la estabilidad de los diques de estériles y por tanto en sus capacidades de retención a largo plazo, tienen que ver con la manipulación del agua de una forma u otra. Una relación de casos, de las principales causas y de los daños que provocan el fallo o rotura de las presas se pueden consultar en la página http://www.antena.nl/wise/uranium/mdap.htm/. El fallo de la puede ocurrir como resultado de filtraciones a través del muro, erosión interna, inundación, desbordamiento por coronación y por fallo de la cimentación; situaciones que pueden empeorar debido a fenómenos naturales como movimientos de tierras o fuertes �Capítulo 2. Los residuos minero-metalúrgicos. Estado del arte 68 lluvias. El agua contenida dentro del dique y la depositada detrás de él encontrarán un nivel natural (nivel freático), que puede variar dependiendo de las estaciones, el volumen de los estériles vertidos y otros factores. Si el nivel freático intercepta la cara externa del dique (aguas abajo) se desarrollará una superficie de rezume que puede provocar una rápida erosión y el deslizamiento eventual de esa cara. Algunos fallos en diques se han atribuido a que se han bloqueado o dañado tuberías de decantación y drenaje, aumentando el valor de la presión intersticial del material del dique y disminuyendo su resistencia al deslizamiento. El riesgo de rotura del dique por erosión es importante y típico en aquellas zonas tropicales y subtropicales que presentan una elevada pluviosidad. Según Bligth, (1994), los ángulos de talud para los que el riesgo por erosión es máximo están comprendido entre 25-35 grados (Figura 2.8). Aparte de los daños relacionados con el agua, las ondas generadas por movimientos de tierras (sismos y grandes deslizamientos) pueden tener consecuencias devastadoras para los materiales relativamente no consolidados del muro del dique. Entre las principales puede citarse un movimiento sísmico en Chile en 1965 cuando se perdieron 210 vidas y se destruyeron 15 presas (Troncoso, 1988a). El riesgo de fallo por licuefacción es importante para aquellas explotaciones mineras con balsas de estériles y lodos ubicadas en zonas del planeta sísmicamente activas. Los más favorables a licuefactar son aquellos que presentan una granulometría areno-limosa (Figura 2.7) (Committee on Earthquake Engineering, 1985; Yasuhara et al., 1994). En algunos casos, los fallos se producen al recrecer excesivamente balsas muy antiguas cuyos problemas de cimiento y estabilidad se han olvidado a lo largo de una dilatada explotación minera. Mining Journal Research Services acometió la inspección de diques de estériles en países de economía de mercado, con un volumen de producción en cobre del 75% del total mundial y del 60% de plomo y zinc. También investigó aquellos países con aproximadamente el 65% de producción global de oro. Se ha estimando que la cantidad de diques en África del Sur es del �Capítulo 2. Los residuos minero-metalúrgicos. Estado del arte 69 orden de 400, mientras que British Columbia y Québec poseen probablemente un total de unos 300. Por tanto, es razonable asumir que a nivel mundial el número de presas pueda contarse por miles. El Mining Journal Research Services (MJRS, 1999), revisó la frecuencia de este tipo de fallos en el período 1980-96, para el Programa Medioambiental de las Naciones Unidas (UNEP). El estudio identificó un número importante de incidentes, desde pequeñas cantidades de agua sucia y emisiones de polvo desde las superficies secas de los diques, hasta un desplome total. En Internet (http://www.antena.nl/wise/uranium/mdap.htm/) pueden encontrarse un resumen de 78 roturas de diques, desde 1961 hasta octubre del 2000. Los incidentes de gran escala resultaron ser poco frecuentes al identificar solo 8 grandes fallos, donde el volumen de residuo y agua vertido supera los 1000 m3. La salida al exterior de los residuos mineros por rotura del muro debido a las causas antes mencionadas tiene consecuencias ambientales catastróficas (desarrollo de procesos físicos y químicos), debido a que la fracción sólida presenta una elevada superficie específica (superficie por unidad de peso): - Las partículas sólidas pueden comportarse como un fluido (con muy poco rozamiento entre ellas), cuando el contenido en agua es suficientemente elevado. - Los lodos tienen una gran capacidad para cubrir drenajes, tapar tuberías, etc., debido a su pequeño diámetro, generalmente menor de 0.5 mm (Figura 2.5, Tabla 2.2). - La fina granulometría de los lodos facilita el que se puedan poner en suspensión y removilizarse en el agua (más difícilmente por el aire, debido a que generalmente las partículas presentan un peso específico elevado). - Entre las consecuencias químicas, cabe destacar su mayor velocidad de reacción en el medio ambiente pues la superficie específica de las partículas (Se) es mayor que en la roca natural de partida. Los minerales sulfurados que componen la mayor parte del material (FeS2 FeAsS, ZnS, PbS, Cu,S, etc.) se oxidan en contacto con el oxígeno de la atmósfera y esta reacción es catalizada y acelerada por algunas bacterias, como la Thiobacillus Ferrooxidans, E. Mutabilis (Brake, et al, 2001), comunes en todos los suelos. El resultado de esta oxidación es el paso del �Capítulo 2. Los residuos minero-metalúrgicos. Estado del arte 70 sulfuro a sulfato; es decir, la formación de ácido sulfúrico (aproximadamente 1,5 g por cada gramo de pirita) es lo que da lugar a las aguas ácidas. Este ácido, al disminuir el pH del agua, y al estar el medio en condiciones oxidantes (en contacto con el aire), tiene una gran capacidad para disolver los metales. Por lo tanto, cabe considerar la posibilidad de que todos los metales presentes en los lodos mineros al producirse la rotura de las balsas se movilicen y terminen incorporándose al suelo, corrientes de aguas superficiales y aguas subterráneas, contaminándolos de tal forma que posiblemente su recuperación resultase económicamente inviable (MJRS, 1999). Al producirse la rotura de un dique, el volumen de residuo se extiende por una gran superficie por lo que la masa de sulfuro puesta en contacto con el oxígeno es varias veces mayor que la que se encuentra en contacto en el interior de la balsa. La oxidación de los minerales sulfurosos (pirita fundamentalmente) es un proceso fuertemente exotérmico y si el espesor de la capa de lodos extendida sobre la superficie debido al vertido por rotura de las balsas es lo suficientemente grande como para disipar mal el calor, una ligera humedad causada por la lluvia, unida a las altas temperaturas, pueden dar lugar a la autocombustión de los residuos, con riesgo de incendios. Este riesgo no es muy importante pero hay que considerarlo, fundamentalmente para aquellas áreas del planeta con altas temperaturas y poca precipitación, Máximas pérdidas Pérdidas por erosión Angulo de la pendiente Longitud de la pendiente donde normalmente el nivel de humedad de los lodos llega a ser muy bajo. Máximas pérdidas Pérdidas por erosión Figura 2.8. Se muestran las pendientes para las que ocurre la mayor erosión por el agua y el viento en los taludes de las presas de residuos y estériles (adaptado de Bligth, 1994). �Capítulo 2. Los residuos minero-metalúrgicos. Estado del arte 71 Foto 2.6. Erosión del dique de una presa de residuos, debido al desbordamiento de esta por el agua. Tabla 2.4. Ejemplo de falla de escombreras y presas de residuos en diferentes partes del mundo. País Canadá Reino Unido Estados Unidos de América España Año Presa 1990 Escombrera 1966 Presa 1985 Presa 1998 Lugar Muertos Referencias Alberta Fell, 1997 Aberfan 144 Fell, 1997 Colorado Vick, 1996 Aznalcóllar Benito et al., 2001 Mayor información sobre roturas de presas en http://www.antena.nl/wise/uranium/mdap.htm/. 2.6. Los residuos mineros en Cuba. Antecedentes Los primeros residuos mineros en Cuba datan de la época colonial (1530-1544). Las primeras escombreras se construyeron en la mina el Cobre, provincia de Santiago de Cuba. Las escombreras resultado de la explotación de los yacimientos lateríticos de Ni y Co, se inician en 1942 en el municipio de Mayarí y a partir de 1963 en el municipio de Moa. Aunque el número de trabajos realizados sobre los residuos minero-metalúrgicos es grande, la gran mayoría no reflejan con claridad la metodología desarrollada en cada caso y sólo están publicados los resultados de forma parcial; en muchos casos, los datos ofrecidos son escasos y fraccionados, lo que no permite hacer una valoración cuantitativa de la magnitud de la problemática ambiental existente. �Capítulo 2. Los residuos minero-metalúrgicos. Estado del arte 72 Los residuos de la industria cubana del níquel han sido objeto de atención de un gran número de investigadores, entre los principales trabajos se encuentran los de Heredia (1978, 1980), donde se realiza una caracterización de las propiedades físicas y mecánicas de dos presas de residuos. En su estudio, Heredia concluye que estos materiales son de granulometría bastante uniforme con diámetro menor de 0.1 mm, con un coeficiente de uniformidad de 0.5. Plantea que son materiales que pueden presentar fallos por licuefacción debido a sus condiciones granulométricas, pero en ninguno de los casos aparecen datos experimentales que justifiquen esta afirmación. La composición mineralógica y química ha sido estudiada por Guerra et al, (1991); Leyva et al., (1995); Guerra et al., (1993) y Carty y Falcón, (1985); Figueredo et al., 1997; Rodríguez, (1997b), Castany et al., 1998; Pons et al., (1998), en todos estos trabajos se concluye que los elementos predominantes son el Fe en más del 40 % y en segundo lugar el Al. Los minerales presentes están mayoritariamente representados por la hematita y magnetita y en menor medida gibbsita y espinelas cromíferas. El estudio de las emanaciones gaseosas y su efecto ambiental es escaso y los trabajos desarrollados sobre esta problemática ambiental se limitan a los efectos locales, entre ellos se encuentran los trabajos de Pérez (1991); Pérez et al., (1991) Pérez y Yuzhaninov, (1991) y Santana y Palacios, (1993) y Ávila et al., (1993). En el trabajo de Pérez et al., (1991) se concluye que las emanaciones de la planta de lixiviación ácida superan en más de una decena de veces los límites ambientalmente permitidos, en un área geográfica reducida de 17 km2. En el trabajo de Hurtado et al., (1999) Hurtado, y Fernández, (1998), queda claro que el área afectada por las emanaciones gaseosas de la planta de lixiviación carbonato amoniacal es grande (mas de 20 km2) pero no se da el rango de concentraciones de estos contaminantes. El impacto de las emanaciones de partículas sólidas al medio ambiente ha sido evaluado por Álvarez et al., (1982) comprobando que las emanaciones de partículas sólidas de la empresa metalúrgica de Nicaro se distribuyen en una distancia de 3 km en la dirección predominante de los vientos, superando la concentración establecida por la norma cubana de emisiones (0.5 mg/cm2 en 30 días) en un área aproximada de 20 km2. Los efectos de los residuos sobre el medio hídrico superficial y subterráneo que ha provocado la contaminación de las aguas superficiales y subterráneas han sido caracterizados por INRH, �Capítulo 2. Los residuos minero-metalúrgicos. Estado del arte 73 (1986a y 1986b), Terrero et al., (1993); Rosario et al., (1993); Fernández et al., (1993); Proenza et al., (1994); Rodríguez y Candela (1998); Rodríguez et al., (2000). En estos trabajos se observa que la actividad minera y los lixiviados de las presas de estériles han provocado la contaminación de las aguas superficiales y subterráneas por metales pesados, aunque en ninguno de los casos se hace referencia a las especies químicas que controlan el proceso de transporte y movilidad de estos contaminantes. El impacto ambiental sobre el medio marino ha sido descrito por Cortéz, et al., (1993), Martínez, et al., (1993a), (1993b), (1993c);. Rosaval et al., (1993), Martínez y Morales, (1993) Salcedo y Quintana, (1993); Heredia et al., (1993); Zozaya and Cheviera, (1993); González, (1996); González y Ramírez (1995); González et al., (1997); Rodríguez, (1997a), León, (1993). En estos tres últimos trabajos se realiza una valoración del contenido de metales pesados en los sedimentos de las bahías de Moa y Nicaro, comprobando que hay una concentración elevada de los principales metales que contiene el corte laterítico, aunque no especifican la diferenciación entre el aporte por erosión de las áreas mineras que aportan los ríos Mayarí, Levisa y Moa, y el impacto provocado por los sedimentos y residuos aportados por la industria y los lixiviados de las escombreras. Martínez, et al., (1993) estudian la presencia de metales pesados en los corales de la barrea coralina de Moa y otras zonas de la Isla, comprobando que el contenido de metales en los corales de Moa es muy elevado en comparación con los de otras zonas del país. Su crecimiento, está reducido en un 50% respecto al crecimiento que experimentan otras áreas de la barrera coralina cubana, concluyendo que esta contaminación es resultado de la actividad minera del territorio de Moa. La caracterización de los efluentes líquidos de las industrias metalúrgicas ha estado en el punto de atención en los últimos años. Según Astorga, et al., (1991); Alfonso, et al., (1998); Aguirre, (1993a); Aguirre, (1993b); Labadié, et al., (1993) los efluentes líquidos y la carga de sólidos en suspensión que les acompaña constituyen la mayor carga contaminante que se vierte al medio ambiente en las empresas de Moa y Nicaro. Las pérdidas económicas que representan los residuos líquidos de la industria cubana del níquel han sido estudiadas por Aguirre, (1993), Alfonso, et al., (1998), Tamargo, (1993). Estos autores concluyen que la pérdida del mineral útil extraído es del orden del 2% del total de Ni y Co de la mena inicial. Rojas y Carballo, (1993) realizan una valoración económica del �Capítulo 2. Los residuos minero-metalúrgicos. Estado del arte 74 material de rechazo de la planta de lixiviación ácida, comprobando que el contenido de Ni en este residuo es similar al de la mena inicial que alimenta el proceso metalúrgico, el único problema es que presenta una granulometría mayor que la que requiere el proceso industrial por lixiviación con ácido sulfúrico (SAL) por lo que representa una importante pérdida económica para el proceso productivo en la extracción del Ni y el Co. La posible reutilización de los residuos sólidos almacenados en las presas de residuo ha sido objeto de algunas investigaciones. Entre los trabajos realizados para la posible recuperación de algunos de los componentes de estos residuos se encuentran los de Carty y Falcón, (1985); Carty et al., (1993). Otros trabajos de aprovechamiento de estos residuos plantean la obtención de productos alternativos como Fe(OH)3 y Fe2O (González, 1993). El trabajo más novedoso sobre el aprovechamiento de los residuales sólidos es el de Guerra et al., (1991) en el cual se realizan experimentos para el empleo de estos residuos en la industria siderúrgica, obteniendo resultados preliminares favorables para su aplicación en la fabricación de acero. Rodríguez et al., (1992), obtienen yeso a partir de la neutralización de los residuales líquidos de la planta de preparación de sulfuros de la industria con proceso metalúrgico de lixiviación ácida. El establecimiento de algunos métodos de tratamiento de los residuos ácidos de las plantas de lixiviación ácida ha sido objeto de diferentes investigaciones. Entre los principales trabajos se encuentran los de Labadié et al., (1993), en los que se neutralizan los residuos líquidos de esta planta utilizando pulpa de coral y cal. Granda et al., (1992, 1993) estudian la posibilidad de recuperación de Ni de los residuales líquidos de la planta de lixiviación ácida con el uso de la serpentina. Borroto y Martínez, (1993), Tratan de recuperar los metales de los efluentes empleando extractos de confieras (Pinus Caribean). Rodríguez et al, (1997) estudian la posibilidad de neutralización de los residuales líquidos de la planta de lixiviación ácida usando los residuales líquidos de la planta de lixiviación carbonato amoniacal y además utilizan la zeolita natural en la extracción de metales del residual. Los resultados de este último trabajo a nivel de laboratorio son muy positivos y sería interesante realizar experimentos a mayor escala. La restauración de las áreas degradadas ha sido investigada por Herero et al., (1993) y Jiménez y Rodríguez, (1997), en sus trabajos se plantea que han sido probadas más de 20 �Capítulo 2. Los residuos minero-metalúrgicos. Estado del arte 75 especies forestales de las cuales la Casuarina Equisetifolia y el Pinus Cubensis, son los que presentan la mejor adaptación. 2.7. Antecedentes en el estudios de residuos minero-metalúrgico de yacimiento lateríticos en otras partes del mundo La caracterización de estos residuos en la literatura consultada es muy escasa debido a que estas explotaciones se encuentran en pocas regiones del mundo y su explotación es relativamente joven, la mayoría de estos yacimientos se comenzaron a explotar a partir de la segunda guerra mundial (Strnad, 1968; Goligtly, 1981). En el caso de Brasil se han desarrollado estudios de las propiedades físicas, mecánicas y la capacidad de licuefacción de los residuos minero-metalúrgicos resultados de yacimientos residuales ricos en hierro (Tibana and De Campos, 1998). Este material se caracteriza por una granulometría areno limosa y sin plasticidad. Swarbrick and Fell (1992), estudian 5 presas de residuos en Australia donde analizar sus principales características físico-mecánicas y los efectos de los procesos de sedimentación y agrietamiento por desecación y el efecto de los elevados contenidos de arcilla. En este trabajo una de las presas presenta características similares en composición de minerales de hierro a los residuos de la industria cubana del níquel. Se caracteriza por la presencia de grietas de desecación, una granulometría con predominio de la fracción limo y un elevado peso específico de las partículas. �Capítulo 3. Métodos, técnicas y equipos desarrollados 76 Capítulo 3. MÉTODOS, TÉCNICAS Y EQUIPOS DESARROLLADOS 3.1. Introducción La realización de toda investigación requiere de una metodología de trabajo a seguir para dar cumplimiento a los objetivos planteados. El desarrollo y elaboración de esta memoria se ha basado en diferentes métodos que podemos dividir en 5 etapas: I) recogida de información o documentación, II) trabajo de campo, III) desarrollo y puesta a punto de los equipos y trabajo de laboratorio, IV) tratamiento de los datos, representación, elaboración y síntesis y V) interpretación y análisis de los resultados obtenidos. Para la compilación de la información existente sobre la zona objeto de nuestra investigación fue necesario consultar los archivos del Instituto Nacional de Recursos Hidráulicos (INRH), el Fondo Geológico del Instituto Superior Minero Metalúrgico de Moa (ISMMM), así como diferentes publicaciones relacionadas con la geología, la hidrogeología, la minería y la metalurgia de la zona. Esta primera etapa permitió disponer de información cartográfica, datos meteorológicos, inventario de puntos de agua, datos piezométricos, datos de aforo, datos de análisis químicos de las aguas subterráneas del aluvial, de las rocas ultramáficas, de las aguas superficiales y aguas residuales. 3.2. Trabajo de campo El trabajo de campo realizado se limitó al reconocimiento del terreno y a la toma de muestras de aguas superficiales, aguas subterráneas del aluvial y del acuífero de las rocas ultramáficas, de aguas residuales, para la realización de los diferentes estudios en el laboratorio, así como la medición de los niveles piezométricos en los pozos y piezómetros en que fue posible. También se tomaron muestras de los diferentes materiales geológicos existentes en el área de estudio, suelo y de las presas de residuos. Aguas superficiales: el muestreo se realizó en los diferentes ríos y arroyos del área de estudio considerados representativos de las áreas afectadas por las actividades mineras y metalúrgicas (Tabla 3.1, Figura 3.1). El muestreo del río Yagrumaje permite tener una �Capítulo 3. Métodos, técnicas y equipos desarrollados 77 valoración del impacto de la minería a cielo abierto sin que haya un efecto de los vertidos de las aguas residuales de los procesos metalúrgicos. Aguas subterráneas en las rocas ultramáficas: se realizó el muestreo en manantiales (Figura 3.1), además se dispone de otros trabajos de carácter regional y datos de varios trabajos hidrogeológicos realizados en el área de explotación de los yacimientos lateríticos. El muestreo de los manantiales en áreas afectadas, o no afectadas, por la minería a cielo abierto tuvo como objetivo el conocimiento del fondo geoquímico natural de la región en cuanto a los elementos mayoritarios y trazas. �Capítulo 3. Métodos, técnicas y equipos desarrollados 78 Figura 3.1. Representación de los puntos de muestreo de las aguas superficiales, subterráneas, residuales y manantiales. El área del recuadro se representa en la Figura 3.2. Aguas del acuífero aluvial: se muestrearon los pozos y piezómetros situados en la terraza del río Moa, representados en las Figura 3.1 y 3.2 y relacionados en la Tabla 3.1. Las muestras de aguas en todos los casos fueron tomadas por duplicado y filtradas (filtro de 0.45 micras). Una de las muestras fue acidificada, con HNO3; las muestras sin acidificar se emplearon para determinar las propiedades físico-químicas de las aguas y sus elementos mayoritarios. A partir de las muestras acidificadas se obtuvo la concentración de los metales en el agua. Las muestras de agua fueron analizadas en los Servei Científic Tècnic de la Universidad de Barcelona. Figura 3.2. Representación de los puntos de muestreo del área del acuífero aluvial estudiada y de tres puntos de aguas superficiales en el río Moa (área señalada en el recuadro en la Figura 3.1). Aguas residuales: se tomaron dos muestras de las aguas procedentes de la planta de lixiviación con ácido sulfúrico que son vertidos al río Cabaña (punto 33), dos del agua residual del proceso por lixiviación carbonato amoniacal (punto 30), dos de las aguas de drenaje de las presas de residuos (punto 31 y 35) y dos de las aguas que acompañan los residuos sólidos de los dos procesos metalúrgicos que se vierten en las dos presas de residuos (puntos 28 y 30) y dos muestras de agua de las minas a cielo abierto (puntos 49 y 50) (Figura 3.1; Tabla 3.1). �Capítulo 3. Métodos, técnicas y equipos desarrollados 79 Agua intersticial de los residuos: para determinar la composición del agua intersticial se tomaron 10 muestras de residuo de 2 Kg. en los puntos que se señalan en la Figura 3.3. Las determinaciones se realizaron por el método de extracto en pasta saturada (Page, 1990), para ello se tomaron 500 g de residuo por muestra. Las concentraciones de los elementos mayoritarios y los metales (Cr, Ni, Co, Mn, Al, Zn, Cu, Ti, V y Sr) en el agua intersticial de los residuos se analizaron en el Institut de Recerca Tecnologia Agrària (IRTA) de Barcelona, con un equipo de adsorción atómica. Muestreo de los materiales sólidos: se realizó sobre los diferentes materiales geológicos existentes en el área de estudio y de las dos presas de residuos, correspondientes a las tecnologías metalúrgicas empleadas, lixiviación con ácido sulfúrico (presa II, Figura 3.3) y lixiviación con carbonato amoniacal (presa I, Figura 3.3). Figura 3.3. Localización de los puntos de muestreo de residuos sólidos en las presas de residuo de los dos procesos metalúrgicos. I- Presa de residuo SAL y II- Presa de residuo ACL (abril de 1996). Las muestras de las presas de residuos (5 muestras por presa, de 2 kg de peso) se obtuvieron entre 10-20 cm de profundidad. Las muestras para el análisis de las propiedades de composición e hidroquímica se almacenaron en bolsas de plástico, a 4 oC y fueron transportadas al laboratorio. Además se tomó una muestra de 50 Kg de peso en la presa I correspondiente al proceso ACL (muestra 9, Figura 3.3). Las muestras para análisis de las propiedades físico-mecánicas se almacenaron a temperatura de laboratorio. El �Capítulo 3. Métodos, técnicas y equipos desarrollados 80 objetivo de este muestreo es conocer las propiedades físicas, mineralógicas, químicas, hidromecánicas e hidrogeológicas de los residuos (Figura 3.3). Se tomaron muestras de las tres capas del corte laterítico de los yacimientos en explotación (puntos 49 y 50, Figura 3.1), de la formación Río Macio que constituye el material que conforma las terrazas aluviales (punto 15, Figura 3.1) y de las rocas del complejo ofiolítico (gabros, harzburgitas, dunitas, puntos 22, 44, 49 y 50, Figura 3.1). El objetivo de muestrear los diferentes materiales geológicos presentes en el área de estudio era realizar ensayos Batch en el laboratorio para determinar su capacidad de transferir sales al medio hídrico. Tabla 3.1. Relación de los puntos de muestreo de las aguas superficiales, subterráneas y residuales. Puntos 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 38 39 40 15 22 25 41 42 43 44 45 46 47 48 49 50 18 19 20 21 Zona Aluvial Aluvial Aluvial Aluvial Aluvial Aluvial Aluvial Aluvial Aluvial Aluvial Aluvial Aluvial Aluvial Aluvial Aluvial Aluvial Aluvial Aluvial Aluvial Aluvial Ultramáficas Ultramáficas Ultramáficas Ultramáficas Ultramáficas Ultramáficas Ultramáficas Ultramáficas Ultramáficas Ultramáficas Ultramáficas Mina a cielo abierto Mina a cielo abierto Río Moa Río Moa Río Moa Río Yagrumaje Descripción Pozo Pozo Pozo Pozo Piezómetro Piezómetro Pozo Pozo Piezómetro Pozo Pozo Piezómetro Piezómetro Piezómetro Piezómetro Piezómetro Piezómetro Piezómetro Piezómetro Piezómetro Manantial Manantial Manantial Manantial Manantial Manantial Manantial Manantial Manantial Manantial Manantial Yacimiento Punta Gorda Yacimiento Moa Aguas superficiales Aguas superficiales Aguas superficiales Aguas superficiales �Capítulo 3. Métodos, técnicas y equipos desarrollados 23 24 26 27 29 32 34 28 30 31 35 33 Río Yagrumaje Río Yagrumaje Arroyo La Vaca Arroyo Los Lirios Río Yagrumaje Río Cabaña Río Moa Vertido residuo SAL Vertido residuo ACL Drenaje al río Moa SAL Drenaje al río Moa ACL Vertido residual al río Cabañas 81 Aguas superficiales Aguas superficiales Aguas superficiales Aguas superficiales Aguas superficiales Aguas superficiales Aguas superficiales Aguas residuales Aguas residuales Aguas residuales Aguas residuales Aguas residuales 3.3. Trabajos de laboratorio Los residuos utilizados en el desarrollo de la tesis son muy poco conocidos por lo que fue necesario realizar una caracterización detallada del material mediante diferentes técnicas analíticas y experimentales. Los trabajos de laboratorio han constado de: I) determinaciones analíticas; II) calibración y puesta a punto de los diferentes equipos de medidas (higrómetros, psicrómetros, medidores del contenido volumétrico de agua (TDR), termómetros, transductor de desplazamiento, célula de carga, tensiómetros y equipo HPLC), III) preparación de muestras y IV) ensayos experimentales. 3.3.1. Caracterización de la fase líquida Composición química de las aguas superficiales, subterráneas y residuales: se han realizado determinaciones de iones mayoritarios (Cl-, SO42-, HCO3-, Na+, K+, Ca+, Mg2+), algunos minoritarios (NH4+, NO3-, Fe2+, Fe3+, Fetotal, Cr6-, Crtotal, Ni2+, Co+, Zn2+, Al2+) y contenidos de SiO2, pH, CE, además de alcalinidad y turbidez. Los análisis se realizaron en el laboratorio del Servei Científic Tècnic de la Universidad de Barcelona (UB). Previo al análisis de las muestras, éstas se filtraron por un papel de filtro de 0.45 micras de diámetro. Tabla 3.2. Los métodos de análisis para la determinación de los diferentes elementos (Buurman et al., 1996). ClSO42HCO3- Parámetro. Método Valoración con AgNO3 usando como indicador el cromato potásico. Volumetría. Determinación de la alcalinidad por valoración. �Capítulo 3. Métodos, técnicas y equipos desarrollados Na+ y K+ Ca2+ Mg2+ NH4+ NO3SiO2 Fetotal, Crtotal, Ni2+, Co+, Zn2+, Al2+ Cr(III), Cr(VI)-, Fe(II) y Fe(III) Dureza Conductividad eléctrica, pH, temperatura Demanda química de oxígeno (DQO) 82 Adsorción atómica y fotometría de llama. Valoración complexométrica. Diferencia entre la dureza y el calcio. Colorimetría con Nessler. Colorimetría leyendo en el ultravioleta con ClH 1N. Colorimetría con molibdato amónico. ICP-AES Adsorción atómica Método colorimétrico (Weng et al., 1994) . Valoración complexométrica. pH-metro portátil Orion modelo SA 250, con compensación automática de temperatura. La metodología seguida ha sido la de oxidación con dicromato potásico, llevando a ebullición (150 oC) durante 120 minutos, realizando la determinación del dicromato restante mediante valoración con sulfato ferroso amónico. 3.3.2. Características de la fase sólida La determinación de las propiedades físicas de los residuos “in situ” es de extraordinaria importancia para la simulación de las condiciones naturales en las muestras remoldeadas que se elaboraron en el laboratorio. Las propiedades físicas: densidad seca, densidad natural, peso específico de las partículas, humedad, porosidad, índice de poros y grado de saturación se han determinado en el Laboratorio de Geotecnia, Departamento Ingeniería del Terreno, de la Escuela Técnica Superior de Ingenieros de Caminos, Canales y Puertos de Barcelona, de acuerdo con la norma ASTM, (1993) y Jiménez y Justo, (1975). Suceptibilidad magnética: se determinó sobre las muestras del corte laterítico y muestras de residuos mediante el equipo Kappa Bridge KLY-2. Para contrastar los resultados se usó un patrón de magnetita pura del Service D´Analyse des Roches et des Mineraux du CNRS (Francia). Se determino a 10 muestras 5 por cada residuo en Instituto de Ciencias de la Tierra Jaume Almera, del Centro Superior de Investigaciones Científicas (CSIC). Granulometría: el análisis granulométrico se realizó por el método de difracción láser, con un equipo Malvern (Mastersizer/E) con capacidad de trabajo en el rango de 0.5 a 600 micras. Se determino a 10 muestras (5 por presa de residuos) en Instituto de Ciencias de la Tierra Jaume Almera, del Centro Superior de Investigaciones Científicas (CSIC). �Capítulo 3. Métodos, técnicas y equipos desarrollados 83 Granulometría por sedimentación: se realizaron a 6 muestras según el procedimiento de la norma ASTM, (1993). Las determinaciones se realizaron a 6 muestras del residuo ACL en el Laboratorio de Geotecnia, Departamento Ingeniería del Terreno, de la Escuela Técnica Superior de Ingenieros de Caminos, Canales y Puertos de Barcelona, de acuerdo con la norma Annual Book Standards Manual (ASTM, 1993). Límites de Atterberg: los límites se realizaron a 6 muestras del residuo ACL según el procedimiento de la norma ASTM, (1993). Las determinaciones se realizaron en el Laboratorio de Geotecnia, Departamento Ingeniería del Terreno, de la Escuela Técnica Superior de Ingenieros de Caminos, Canales y Puertos de Barcelona, de acuerdo con la norma ASTM, (1993). pH: en las muestras de sólidos se realizó sobre extractos 1:2.5 en agua destilada utilizando el equipo de la Tabla 3.2 (Page, 1986). El análisis se realizó a 10 muestras de residuo 5 por cada tipo de residuo) y a 10 del corte laterítico En el Laboratorio de la Unidad de Edafología. Facultad de Farmacia. Universidad de Barcelona. Capacidad de intercambio catiónico (CIC): mediante el método Gillman de aplicación para los suelos ácidos (Page, 1986). Se determino a 10 muestras de residuo 5 por cada tipo de residuo) y a 10 del corte laterítico en el Laboratorio de la Unidad de Edafología. Facultad de Farmacia. Universidad de Barcelona. Materia orgánica oxidable (MO): se determinó por métodos volumétricos y electroquímicos (ASTM, 1993). Laboratorio del Institut de Recerca y Tecnologia Agrària (IRTA). Materia orgánica soluble (MOS): el método utilizado para la extracción de la fracción orgánica, ha sido modificado de Ribalta et al. (1995). El disolvente empleado para las extracciones sólido/líquido de las muestras fue diclorometano (calidad análisis de ultratrazas, Scharlauc). Cinco gramos de cada muestra fueron tratados con 300 ml de diclorometano durante 36 horas en un extractor Soxhlet. Finalizada la extracción, las fracciones orgánicas fueron evaporadas en un rotavapor hasta unos 10 ml, a continuación se columnaron a través de florisil y de sulfato sódico anhidro, para acondicionar y secar la �Capítulo 3. Métodos, técnicas y equipos desarrollados 84 muestra. Posteriormente fueron llevadas a sequedad por evaporación en corriente de nitrógeno. Las muestras secas fueron finalmente reconstruidas con 250 µl de isooctano. El análisis químico de las soluciones, se procesó por cromatografía de gases acoplada a espectrometría de masas (CG-EM) usando un cromatógrafo Fisons GC 8000 series, unido a un espectrómetro Fisons MD800. El sistema CG-EM fue controlado con el software Masslab v1.3, encargado también de la adquisición de datos y su tratamiento. En el cromatógrafo se utilizó una columna capilar de 30 m de longitud, 0.25 mm de diámetro y 0.25 µm de película, de tipo DB-5MS (J&W Scientific, Folsom, CA, USA). Las condiciones cromatográficas fueron las siguientes: inyección de 1µl en el inyector, a una temperatura de 275°C. El programa de temperaturas en el cromatógrafo, se inicia a la temperatura de 60°C y durante 2 minutos se mantuvo la temperatura constante, luego empezó un rampa a 15°C/min hasta 150°C, y a continuación una rampa más suave de 4°C/min hasta 310°C. Seguidamente continuó durante 45 minutos a 310°C, para finalmente volver a 60°C. El gas portador fue Helio y la temperatura de la cámara de ionización 200°C. Los espectros de masas, fueron tomados en el modo de Impacto Electrónico (EI+), y el escaneado de iones se efectuó entre los 50 y 600 Dalton, con un tiempo de barrido de 1,4 segundos y un tiempo de espera entre barrido de 0,1 segundos. El cromatograma tuvo una duración total de 93 minutos, empezando a adquirir datos a partir de 6 minutos. Una vez realizados los análisis de las soluciones, se procedió a la identificación de los compuestos orgánicos presentes, en función de la información procedente de la base de datos de espectros de masas NIST/NBS (1990) integrada con el programa de tratamiento de datos y fuentes bibliográficas (Hites, 1992). También se compararon algunos índices de retención bibliográficos (Lee et al., 1979; Vacilaros et al., 1982; Rostad and Pereira, 1986). Los análisis se realizaron en el laboratorio de química de la Escuela de Minas de Manresa, UPC. Composición mineralógica: la difracción de Rx se efectuó con un difractómetro de geometría BRAGG - BRENTANO α/2θ SIEMENS D-500 con Radiación Kα del Cu α= 1.5418 Ao a 40 kV y 30 mA, monocromador secundario de grafito. Los difráctogramas medidos de 4 a 70o 2α con tamaño de paso de 3”. Se analizaron 12 muestras, las fases minerales se identificaron con el programa de computación DIFFRAC-AT que utiliza el banco de datos Powder Diffraction File (PDF-1) del International Centre for Diffraction �Capítulo 3. Métodos, técnicas y equipos desarrollados 85 Data (ICDD). Los análisis se realizaron en el Servicios Científico Técnico de la Universidad de Barcelona. Composición química de la fase sólida: para determinar la composición se tomaron 0.2 g de sólido y se seco en estufa a 40 grados. En las muestras se analizaron 18 elementos (Fe, Cr, Ni, Co, Zn, Al, Mn, Cu, Pb, Ag, Cd, V, Mg, S, Ti, Sr, K, Mg), por AAS e ICP-AES, previa digestión total de las muestras por ataques sucesivos de HF, HNO3 y HClO4. Para verificar los resultados de la concentración de los metales en los análisis se utilizó el patrón internacional de serpentina del Service D´Analyse des Roches et des Mineraux du CNRS de Francia. Este patrón permite corregir las desviaciones de la concentración de los diferentes elementos analizados. Los análisis se realizaron a 10 muestras de los residuos y a 10 del corte laterítico, en el Servicios Científico Técnico de la Universidad de Barcelona. 3.3.3. Ensayos de caracterización geoquímica En el estudio del transporte de contaminantes, una correcta identificación del comportamiento geoquímico de los diferentes componentes permite considerar las hipótesis adecuadas en cuanto al posible modelo de migración de los elementos. Para el conocimiento de este comportamiento se efectuaron los siguientes experimentos (Anejo 2): 3.3.3.1. Ensayos Batch El estudio experimental de la transferencia química al medio hídrico se efectuó por medio de tests de lixiviación (Batch) a distintas proporciones agua/sólido (residuos metalúrgicos y materiales geológicos secos). Los ensayos tipo Batch se efectuaron sobre 10 muestras de residuos, 3 muestras correspondientes a las diferentes capas del corte de los yacimientos lateríticos, rocas del complejo ofilítico y los materiales del aluvial. Las muestras fueron colocadas en contacto con agua Milli-Q, con pH=7 y las ratio 1:5, 1:20 y 1:250, manteniéndolas en agitación mecánica durante 24 horas a temperatura controlada en el laboratorio (22±2oC). La determinación de las concentraciones se efectuó por AAS e ICPAES, determinando la concentración de Fe, Cr, Ni, Co, Zn, Al, Mn, Cu, Pb, Ag, Cd, V, �Capítulo 3. Métodos, técnicas y equipos desarrollados 86 Mg, S, Ti, Sr, K). Las muestras fueron ensayadas por triplicado, así como el uso de patrones y 4 blancos, para corregir posibles errores analíticos, los blancos y patrones sufrieron el mismo tratamiento que las muestras (Anejo 2). 3.3.3.2. Secuencias de extracción o especiación La realización de este ensayo tiene como objetivo determinar las formas minerales o especies en que se encuentran los metales en la matriz de los residuos (Tessier et al., 1979; Howard and Shu, 1996). Para ello se utilizó una adaptación del método de Ma y Uren, (1995) que se muestra en la Tabla 3.3. Los ensayos se realizaron por triplicado (tres muestras por cada residuo). La masa de residuo seco que se utilizó por muestra a ensayar fue de 2 gramos. Los análisis se realizaron en el Servicios Científico Técnico de la Universidad de Barcelona (Anejo 2). Tabla 3.3. Procedimiento de extracción secuencial en 7 fases. Condiciones experimentales modificadas de Ma y Uren, (1995). Pasos Fase Abreviatura Método 1 Soluble en agua WSF Agua destilada 1:5. Agitación 2h. 2 Adsorbido SF 1% NaEDTA en NH4Oac 1M pH 8.3 1:10. Agitación 2h. 3 Mn fácilmente ERMn 0.2% Hidroquinone en NH4OAc 1M pH 7 reducible 1:10. Agitación 2h. 4 Carbonatos CF Na acetato 0.5M pH 4.74 1:10. Agitación 15h/ Agitación 3h. 5 Materia OM H2O2 pH 4.74 digestión en dos tiempos a 85ºC 5 orgánica mL Cada tiempo. 1h. Añade Na acetato 0.5M pH 4.74 1:10. Agitación 15h/ Agitación 3h. 6 Fe y Al óxidos FeAlOX (NH4)2C2O4 0.175M – H2C2O4 0.10M (1/1) pH 3.25 1:10. Agitación 15h/ Agitación 2h. 7 Residual RES Se realizó la digestión de la fase residual con el ataque sucesivo de ácidos. HF, HNO3 y HClO4 3.3.4. Parámetros hidráulicos Se determinó la curva de retención, la permeabilidad saturada y no saturada. Los diferentes ensayos se realizaron sobre muestras remoldeadas, con la densidad seca controlada. Todos los ensayos que describiremos a continuación se han realizado en el Laboratorio de Geotecnia, Departamento Ingeniería del Terreno, de la Escuela Técnica Superior de Ingenieros de Caminos, Canales y Puertos de Barcelona �Capítulo 3. Métodos, técnicas y equipos desarrollados 87 Permeabilidad saturada: la determinación se realizó sobre 4 muestras remoldeadas con diferente porosidad (Tabla 3.4) siguiendo la técnica de la carga variable y de carga constante (ASTM, 1993). Se determinó además en el equipo triaxial con diferentes presiones de cola y confinamiento y tres muestras agrietadas y estratificadas. En estos últimos casos las muestras eran de 120 mm de altura y 100 mm de diámetro. Permeabilidad no saturada: se determinó a partir del ensayo edométrico con succión controlada, en muestras de 10 mm de altura y 50 mm de diámetro con una saturación inicial del 100% y humedad inicial del 40%, con variaciones en el grado de saturación similares a las existentes en condiciones naturales. El equipo utilizado es análogo al de una placa de succión con control de la tensión vertical sobre el suelo (Escario y Sáez, 1973). Los valores de la permeabilidad se ajustaron midiendo la evolución del volumen de agua que entra o sale de la muestra en función del tiempo al cambiar la succión impuesta. El ajuste se realizó utilizando la ecuación de Richards, teniendo en cuenta la baja permeabilidad del disco cerámico de alto valor de entrada de aire (Kunzend and Kirham, 1962). Curva de retención: La determinación de la curva de retención se efectuó con una combinación de técnica psicrométrica (Dimos, 1991), solución salina de ClNa y edómetro de succión controlada (Escario y Sáez, 1973). En este ensayo se emplearon 63 muestras, 21 para cada índice de poros (e=2, e=1.75 y e=1.5). La determinación de la succión total en el suelo mediante el psicrómetro tipo SMI Transistor Psicrometer se utilizó para medir succiones comprendidas en el rango de 0.1 a 10 MPa. Para la medida de la succión entre 0.01 y 0.9 MPa, difícil de medir con precisión con la técnica psicrométrica, se utilizó el edómetro de succión controlada. En este caso la succión impuesta fue la capilar. Los valores obtenidos por los dos procedimientos fueron ajustados mediante la ecuación de Van Genuchten, (1978). 3.3.5. Propiedades mecánicas �Capítulo 3. Métodos, técnicas y equipos desarrollados 88 Todos los ensayos para la obtención de las propiedades mecánicas se desarrollaron sobre muestras compactadas a diferentes densidades y humedades iniciales. En todos los casos, salvo excepciones, se siguió el procedimiento establecido por la norma ASTM, (1993). La resistencia a la compresión se ha realizado para diferentes grados de saturación sobre 14 muestras cilíndricas de 76 mm de altura y 36 mm de diámetro (ASTM, 1993). La humedad inicial de la muestra es de 40% y la densidad inicial de 1.53 g/cm3. Las muestras se preparan saturadas y se dejan secar hasta lograr el grado de saturación deseado, para realizar el ensayo. El edómetro convencional se realizó sobre tres muestras remoldeadas de 50 mm de diámetro y 20 mm de altura (ASTM, 1993). La humedad inicial era del 44% y la densidad de 1.39 g/cm3 Los ensayos triaxiales se realizaron de dos tipos: los convencionales con consolidación previa y carga monótona en condiciones no drenadas y los triaxiales con carga cíclica no drenada. Las muestras compactadas ensayadas fueron de 76 mm de altura y 36 mm de diámetro (ASTM, 1993). La humedad inicial de la muestra es de 40% y la densidad inicial de 1.53 g/cm3. Tabla 3.4. Características iniciales de las muestras empleadas en los diferentes ensayos. Ensayo Edómetro convencional Corte directo Límite de retracción Edómetro De succión controlada hinchamiento Colapso Triaxial Cíclico Convencional Compresión simple Ensayo Brasileño Tracción directa Medida de la succión Permeabilidad saturada Permeabilidad saturada en el triaxial Diámetro Altura Densidad Humedad (mm) (mm) (g/cm3) (%) 50 20 1.39 44 50 y 60 20 1.53 40 38 76 1.53 40 10 50 44 20 1.39 50 44 20 1.39 50 38 76 1.53 40 38 76 1.53 40 38 76 1.53 40 50 20 1.53 40 20 1.53 40 1.32 Variable 12 15 1.44 depende 12 12 1.53 del ciclo 12 12 38 76 38 76 1.53 40 �Capítulo 3. Métodos, técnicas y equipos desarrollados Muestra homogénea Muestra estratificada y agrietada 89 100 100 100 100 120 120 120 120 1.39 1.39 1.41 1.42 20 20 20 20 El límite de retracción se determinó en el laboratorio con temperatura controlada sobre una muestra similar a la empleada en el ensayo de compresión simple de 76 mm de altura y 36 mm de diámetro (ASTM, 1993). La humedad inicial de la muestra es de 40% y la densidad inicial de 1.53 g/cm3. 3.4. Equipos desarrollados para la investigación 3.4.1. Bandejas de retracción Para la determinación de las características de retracción y agrietamiento por desecación del residuo se desarrolló un equipo o dispositivo compuesto por unos recipientes de plástico (llamados en lo sucesivo bandejas) con aros exteriores de diversas alturas (4, 8, 16, 32 mm), un compactador y una brida de acero que envuelve al dispositivo por la parte exterior. La brida permiten realizar la compactación de las muestras de residuo para diferentes densidades, diferentes alturas y con diferente grado de saturación. El esquema del dispositivo se presenta en la Figura 3.4. Las bandejas presentan ranuras o estrías de 1.5 mm en la base. Al colocar o montar la muestra de residuo estas estrías se llenan de suelo fijándolo a la superficie, lo que evita su desplazamiento horizontal durante el proceso de retracción que experimenta la muestra al ser secada. Las bandejas permiten desarrollar los ensayos de secado en condiciones de ambiente de laboratorio con humedad relativa y temperatura controlada (22±2 oC), así como en un contenedor cerrado con humedad relativa controlada (Figura 3.4, Foto 3.1). El ensayo en el interior del contenedor se puede realizar con una bandeja o con dos o tres a la vez, en función de su capacidad. Las condiciones de humedad relativa son impuestas con una solución salina en un recipiente en el interior del contenedor (Foto 3.2). �Capítulo 3. Métodos, técnicas y equipos desarrollados 90 B AR CB Foto 3.1. Bandeja usada en los ensayos de retracción. B: plato, AR: aros: CB: compactador y brida. Foto 3.2. Contenedor donde se realizaron los ensayos de retracción y agrietamiento por desecación. �Capítulo 3. Métodos, técnicas y equipos desarrollados 91 Compact ador Brida Perf il de ranuras 0mm 0cm 5cm 10mm Plant a de ranuras 0mm 10mm Figura 3.4. Bandejas de PVC ranuradas en la base para el estudio de la retracción en el residuo. Parte superior sección. Parte inferior en planta. �Capítulo 3. Métodos, técnicas y equipos desarrollados 92 0cm 5cm Figura 3.5. Sección del contenedor utilizado en los ensayos de retracción del residuo para diferentes condiciones de humedad relativa. 3.4.2. Equipo para determinar la resistencia a la tracción Para desarrollar el estudio de resistencia a la tracción se construyó un equipo de características similares al desarrollado por Mikulisch y Gudehus (1995) (Figura 3.6, Foto 3.3). Este equipo consta de un compactador que permite preparar muestras de diferentes densidades. Durante la compactación de las muestras se coloca una placa porosa de bronce sinterizado entre el compactador y la muestra que facilita la salida del agua durante el proceso de compactación. El equipo de tracción dispone de un sistema de medida de desplazamiento con un transductor (LVDT) que permite la adquisición de datos de manera continuo. Midiendo el proceso de deformación de la muestra en función de la carga que se esté aplicando y el tiempo, se puede conocer el momento en que se produce la rotura. �Capítulo 3. Métodos, técnicas y equipos desarrollados 93 Además consta de un comparador en el que se pueden realizar las lecturas de la deformación de la muestra de manera manual (Figura 3.6). El equipo permite determinar el valor de la resistencia directa a la tracción en las muestras de residuo o de un suelo para diferentes condiciones de densidad, diferentes grados de saturación y diferentes espesores. La principal limitación de este equipo es que es complicado realizar ensayos con una tensión de confinamiento vertical. Este equipo fue fabricado por dos razones: 1) no existe en el mercado y 2) el precio de los componentes y costo de fabricación es bajo. Foto 3.3. Equipo de tracción utilizado en los ensayos de resistencia a la tracción directa. �Capítulo 3. Métodos, técnicas y equipos desarrollados 94 Compact ador I Filt ro LVDT Carga 0 10 20 30 40 50mm II Zona de Rot ura 0 10 20 30 40 50mm Figura 3.6. Equipo para la determinación de la resistencia a la tracción del suelo. I) Sección y II) Vista en planta. LVDT- transductor de desplazamiento. 3.4.3. Construcción de columnas de pequeño diámetro para el estudio del flujo y transporte de solutos en el medio poroso Las columnas construidas en acero inoxidable para la preparación de muestras de materiales porosos (suelo o residuo) se muestran en la Figura 3.7. Permiten compactar las muestras en el interior del tubo y lograr las condiciones de densidad deseadas para los ensayos de flujo y transporte de soluto. Están construidas en acero inoxidable para resistir la presión en el caso de realizar ensayos con el HPLC y con una capa interior de plástico para evitar el efecto redox durante la realización del ensayo con diferentes tipos de metales. El plástico utilizado es PVC que se caracteriza por ser inerte y resistente a altas presiones. Consta de un filtro en forma de anillos que garantizan una distribución uniforme del líquido que entra sobre la muestra del �Capítulo 3. Métodos, técnicas y equipos desarrollados 95 material poroso con el que se esté ensayando y de una tórica que hace completamente estanco el medio, para evitar variación en las condiciones del ensayo. Además, las columnas presentan tuerca y contratuerca, que garantizan un montaje rápido y un cierre eficaz de la misma. Las columnas desarrolladas son de 50 y 100 mm de longitud y de 20 y 16 mm de diámetro (Figura 3.7, Foto 3.4). La columna permite realizar el ensayo para diferentes condiciones de presión en el rango de 1-250 bares) y velocidad de flujo, así como diferentes densidades del medio poroso. En la Foto 3.4 se muestran dos de las columnas utilizadas en los ensayos de flujo y transporte de soluto. Estas columnas se fabricaron por varias razones: no existen en el mercado, el costo de fabricación es bajo en comparación con el que ofrecen las casas comerciales por encargo y cumple los requisitos de versatilidad necesarios para realizar diferentes tipos de ensayos. 0 10 20 30 40 50mm Figura 3.7. Sección de la columna usada en los ensayos de flujo y transporte (Foto 3.1). 01-pared de acero, 02-tuerca de cierre, 03-pared de plástico, 04-tórica de plástico para el ajuste de los conectores, 05-tórica de ajuste entre el tubo de plástico y la tórica exterior, 06-07-08 son anillos concéntricos que actúan como filtro y distribuyen uniformemente el agua, 09-muestra del sólido. �Capítulo 3. Métodos, técnicas y equipos desarrollados 96 Foto 3.4. Columnas usadas en el laboratorio para los ensayos de flujo y transporte de solutos. 3.4.4. Construcción e instrumentación de una columna para el estudio del comportamiento hidromecánico de medios porosos y medios porosos fisurados La columna constituye un sistema automatizado para la observación del comportamiento hidromecánico del residuo minero (u otro medio poroso) y consta de tres componentes: I) Parte física, formada por una columna con célula de carga, electroválvula, ventilador, bombilla, piedra porosa, filtro y diversos sensores para medir humedad, temperatura, succión, etc. (Figura 3.8). II) Una interfaz electrónica (tarjeta de adquisición de datos) que actúa de enlace entre la parte física y el ordenador. III) Sistema de control y registro automático de los diferentes sensores programado con un código desarrollado en Visual Basic. �Capítulo 3. Métodos, técnicas y equipos desarrollados 97 Columna: está confeccionada en un cilindro de metacrilato de 44 cm de alto y 30 cm de diámetro exterior y 29 cm de diámetro interior y una base interior construida en plástico (PVC). La columna descansa sobre una base de acero que se encuentra conectada a una célula de carga de 100 kg ubicada en su centro. La célula de carga a su vez está fijada a un disco de acero rígido (Figura 3.8). Entre la pared de metacrilato y el residuo se coloca una membrana de latex que evita el flujo preferencial por las paredes de la columna y facilita el sellado de los diferentes sensores conectados en la muestra de residuo. Los detalles de los principales componentes de la columna, los diferentes dispositivos y sensores se relacionan en la Tabla 3.5. En la Figura 3.8 y en la Fotos 3.5, se muestran los principales componentes de la columna y en las Fotos 3.6 se aprecia una imagen de cada uno de los sensores utilizados. La colocación de los sensores como se muestra en la Figura 3.8I, se ha realizado en forma de espiral para evitar la formación preferente de fisuras verticales. El diámetro de los diferentes sensores se indica con el objetivo de mostrar la magnitud del volumen dentro de la matriz del residuo ocupada por éstos. El transductor de desplazamiento (LVDT), el termómetro de control de la temperatura en la superficie de la muestra y la electroválvula ubicados en el centro de la columna se desplazan por un eje central simétrico, manteniendo siempre la misma distancia con relación a cada una de las capas de residuo o suelo que se va colocando en el interior de la columna (Figura 3.7). Características de funcionamiento mecánico: el líquido que se infiltra en la columna puede proceder de dos depósitos de agua. La elección del depósito de agua deseado se hace de manera manual. En un depósito de agua se deposita la solución electrolítica sin soluto y en el otro la solución con el soluto con que se realiza el ensayo de flujo y transporte. El nivel del agua dentro de la columna se puede regular manualmente, colocando el sensor de la electroválvula a determinada altura de acuerdo con el gradiente hidráulico deseado. El caudal de agua que suministra la electroválvula depende de las condiciones de presión a que se encuentre el depósito. El nivel de agua en este depósito se controla con un sensor de nivel ligado a una electroválvula. �Capítulo 3. Métodos, técnicas y equipos desarrollados 98 En la fase de secado sobre la capa superior de la columna se controla la temperatura, la humedad relativa y la velocidad del aire. La humedad relativa del aire se regula obligando al aire a atravesar unos paños de algodón que están parcialmente sumergidos en un depósito de agua. El nivel del agua en el depósito y el número de paños permiten variar la humedad del aire que entra al sistema. La electroválvula tiene apertura automática de acuerdo a las variaciones del nivel en el depósito de agua para el humedecimiento del filtro de algodón (paños) que es el encargado de elevar la humedad relativa del aire que entra y circula por el interior del sistema. También se cierra o se abre al variar el nivel de agua dentro de la columna de residuo o suelo (Figura 3.8). La temperatura se regula automáticamente con un termómetro ubicado en la parte superior de la muestra con un error de ±0.5 oC. La temperatura impuesta es de 26 oC con el objetivo de mantener una humedad relativa del 60±5%. La velocidad del aire se impone usando un ventilador que gnera una corriente de aire sobre la muestra de 2 m/s. Es de señalar que este es el valor medio de la velocidad del viento en la zona donde se encuentran las balsas de residuo. Sistema de adquisición de datos: está constituido por una tarjeta de adquisición de datos AT-MIO-16XE-10 con 16 canales de entrada analógica y 16 de salida y capacidad de realizar 20000 lecturas por segundo (National Instruments, 1996). Esta tarjeta se coloca en el interior del PC y permite tener un control de las medidas en el intervalo de tiempo fijado y con el número de lecturas deseado. El control y adquisición de la señal se realiza a través de un código en el ordenador personal. Software de adquisición de datos: se ha desarrollado un programa interactivo programado en Visual Basic para establecer el tiempo de inicio de una sesión de trabajo, los intervalos de lectura y su hora de finalización. El programa orienta al usuario sobre los pasos que ha de seguir para lograr una ejecución correcta del ensayo y evitar errores en las lecturas. El código realiza las lecturas cíclicas de todos los sensores instalados en la columna en los intervalos de tiempo programados. Simultáneamente controla mediante una de las salidas �Capítulo 3. Métodos, técnicas y equipos desarrollados 99 digitales, el encendido o apagado de un foco de luz infrarroja con la finalidad de mantener una temperatura constante en la superficie del residuo (o suelo). Previamente la temperatura es fijada en función del experimento a realizar por el usuario y es medida por un termómetro ubicado directamente en la superficie de la muestra (Figura 3.8 y 3.9). Tabal 3.5. Características de la columna empleada en el estudio de flujo y transporte de solutos conservativos y no conservativos en el laboratorio. Columna exterior Membrana de látex Diámetro (cm) Exterior Interior 30 29 29 28.5 Función Garantizar la rigidez de la muestra Evita el flujo por las paredes Placa porosa 29 Evita el paso de las partículas sólidas Base de la columna Soporte de la muestra y los sensores Ventilador que genera aire a velocidad de 2 m/s Filtro de algodón húmedo Flujo de entrada y salida del aire que garantiza la evaporación de agua Humedecer el aire de entrada Bombilla infrarroja Mantener la temperatura constante Electroválvula Caudal de agua que mantiene el nivel dentro de la columna y del depósito donde están colocados los filtros que humedecen el aire Difuminar la luz para evitar el efecto sombra Cristal Sensores de medida Diámetro Longitud (mm) (mm) Parámetro que mide Rango Higrómetros (Vaisala) 12 0-99% 0-100 oC 0.1-10 MP 0-100 oC 0-44% 1.0 % 0.5 oC 50 Humedad relativa Temperatura Succión Temperatura Contenido volumétrico de agua Temperatura 0-100 oC 0.2 oC 66 Retracción 0.005-30 mm 0.1% Pérdida de peso 100 kg 0.2 % Succión 0.01-1.2 m.c.a. 0.005 m.c.a 50 Psicrómetros (Wescor) 6 50 TDR - Time Domain 2.5 Reflectometry (IMKO) Termómetro 5 (fabricación propia) LVDT (Transductor de 3 desplazamiento) Célula de carga 80 Tensiómetro (fabricación propia) 5 Precisión 0.2 oC 2% Los tensiómetros se fabricaron con una piedra porosa de alto valor de entrada de aire (0.5 MPa) y un tubo capilar de 2 mm de diámetro, que permite medir una succión de 2 metros �Capítulo 3. Métodos, técnicas y equipos desarrollados 100 de columna de agua, debido a las limitación de altura en el laboratorio donde se han desarrollado los ensayos. Los termómetros se fabricaron con dos termopares de 2 mm de diámetro y se aislador mediante una resina que impedía la entrada de agua en el sistema, debido a que comprobamos que si se mojan se producen alteraciones en la lectura. El sistema, además, está provisto de diferentes opciones para imponer la temperatura deseada y el tiempo al que se desea realizar la lectura. El equipo muestra en pantalla la evolución en tiempo real de las medidas realizadas en las últimas 24 horas y muestra el valor numérico de la última lectura realizada. Cada 24 horas el dispositivo crea un nuevo fichero en cuyo nombre se incluye la fecha del día en que se realiza el ensayo, lo que garantiza la conservación de la información. El programa permite además variar las condiciones de lectura y temperatura en el momento que se desee, sin tener que interrumpir la realización del ensayo. Los datos son almacenados en un fichero en MSDOS que puede ser exportado y tratado gráfica y analíticamente. El sistema se diseñó y construyó porque no existe en el mercado un equipo que permita realizar el estudio del comportamiento hidromecánico de los medios porosos, con el control de los diferentes parámetros (temperatura, succión, contenido volumétrico de agua, evaporación, humedad relativa, permeabilidad etc.), además el equipo permite la realización de ensayos de flujo y transporte de solutos. �Capítulo 3. Métodos, técnicas y equipos desarrollados 101 B T EV V TDR V SP SP V T SP I TDR T TDR SP SP SP SP T CC VE SA B II P T EV 11 9 TDR 7 5 3 SP 1 III F 12 10 LVDT 8 6 4 2 TDR EA V NA M TDR T PP T TN CC 0 cm 10 20 30 Figura 3.8. Esquema de la columna. I) Desarrollo del cilindro que muestra la ubicación de cada uno de los sensores. II) Sistema de adquisición de datos y III) representación de la columna en 3D. Los sensores no se colocaron en la misma vertical sino como se muestra en I. Los números indican la posición de la capa de residuo. CC: célula de carga; TN: tensiómetro; PP: placa porosa; M: membrana; TDR: medidor del contenido volumétrico de agua; T: termómetro; SP: psicrómetro; V: higrómetro; EA: entrada de aire; SA: salida del aire; NA: nivel del agua; F: filtro de algodón; VE: ventilador; B: bombilla; LVDT: transductor de desplazamiento; EV: electroválvula; P: piezómetro. �Capítulo 3. Métodos, técnicas y equipos desarrollados 102 3.4.4.1. Prestaciones de la columna - Permite el llenado de la columna con material sólido de cualquier característica (suelos naturales o antropogénicos, residuos, etc.). El llenado de la columna se puede hacer por capas, compactando el material o vertiéndolo de forma húmeda y dejándolo secar y consolidar en el interior según los objetivos del trabajo. - Se pueden realizar ensayos de flujo y transporte de solutos en condiciones saturadas o no saturadas en medios homogéneos o heterogéneos. El gradiente hidráulico de la columna puede ser modificado según los objetivos del trabajo. La conductividad hidráulica saturada se determina en condiciones de régimen de flujo estacionario y gradiente hidráulico constante. El nivel del agua en la superficie es controlado por una electroválvula. - Permite realizar ensayos de retracción de suelos (formación de fisuras) con control o imposición de la temperatura, con control de la pérdida de la masa de agua por evaporación, humedad relativa y velocidad del viento en superficie. La retracción del suelo sólo puede medirse de manera continua en la dirección vertical y los datos son almacenados de manera continua por un ordenador. - Permite la medida en profundidad de la humedad, la succión y la temperatura y su evolución en el tiempo. - Mide la pérdida en peso en función del tiempo, lo que permite determinar la evaporación de la muestra que se esté ensayando. - Permite imponer la temperatura del ensayo que se desee realizar. - Se puede establecer la velocidad del viento deseada si se dispone de un regulador de potencia para el motor del ventilador. - Se puede imponer la humedad relativa con una variación de ±5% en condiciones de temperatura ambiente, esta variación puede ser reducida entre el 1-2% si se realizan ensayos en un laboratorio con temperatura controlada. - Permite aplicar o realizar una recarga (riego) sobre la muestra de suelo que se esté ensayando siempre que el peso total del sólido y el agua no supere los 100 kg. - El proceso de evolución del contenido volumétrico de agua puede ser controlado por el TDR y la succión por psicrómetros. - La saturación del material sólido se puede realizar en dos sentidos de abajo hacia arriba o de arriba hacia abajo. �Capítulo 3. Métodos, técnicas y equipos desarrollados - 103 A partir de este diseño, la altura y capacidad de la columna, así como el número de sensores pueden ser variados según los objetivos planteados en cada trabajo de investigación. PP R Base CC M EV Foto 3.5. Componentes de la columna para el estudio de las propiedades hidromecánicas del residupo. PP: placa porosa; R: dispositivo para aplicar la recarga de agua distribuida uniformemente; Base: soporte de la columna de sólido y del metacrilato, sobre él descansa la placa porosa y permite evacuar el agua; M: membrana de látex; CC: célula de carga; EV: electroválvula. �Capítulo 3. Métodos, técnicas y equipos desarrollados V 104 LVDT 8 mm 30 mm T TDR 8 mm SP 80 mm TN 6mm 5mm Foto 3.6. Sensores de la columna instrumentada. V: higrómetro; LVDT: transductor de desplazamiento; T: termómetro; TDR: medidor del contenido volumétrico de agua; SP: psicrómetro; TN: tensiómetro. 3.5. Trabajo de gabinete Para comprobar la fiabilidad de los análisis químicos de las aguas superficiales y subterráneas realizados en este trabajo y los ya existentes en trabajos anteriores, se utilizó la relación entre el error en el balance iónico de los componentes mayoritarios. �Capítulo 3. Métodos, técnicas y equipos desarrollados 105 Normalmente suele existir una diferencia entre la suma de aniones y cationes en meq/L, debido a los errores acumulados en cada una de las determinaciones individuales, al no tenerse en cuenta los iones minoritarios. El error de un balance iónico viene dado por: Error(%)=200*(Σcat-Σani)/(Σcat+Σani) (Custodio y Llamas, 1983) Tratamiento de los datos: en el tratamiento de los datos químicos de la composición de las aguas, además de las técnicas estadísticas convencionales (media y desviación estándar), se han empleado los siguientes métodos gráficos: Diagramas de Stiff para diferenciar los distintos tipos de agua y visualizar la mineralización de los mayoritarios por el polígono gráfico y el área de los mismos respectivamente y los diagramas de Piper para identificar las facies hidroquímicas presentes y posibles mezclas de agua. El modelo hidrogeoquímico de la composición química de las aguas superficiales y subterráneas se realizó usando el programa de especiación PHREEQCI (Parkhurst, 1995, Charlton et al., 1997). �Figura 3.9. Vista en pantalla de la salida gráfica y digital de los diferentes sensores. El color indica el parámetro que se está midiendo. Capítulo 3. Métodos, técnicas y equipos desarrollados 106 �Capítulo 4. Modelos de flujo y transporte de solutos 107 Capítulo 4. MODELOS DE FLUJO Y TRANSPORTE DE SOLUTOS EN LOS MEDIOS POROSOS 4.1. Generalidades de los modelos de flujo y transporte de solutos Los modelos de flujo y transporte de solutos en el medio poroso existentes en la bibliografía se pueden clasificar en dos grandes grupos: 1- Modelos de equilibrio. 2- Modelos de no equilibrio. Los modelos de equilibrio: han sido desarrollados bajo la hipótesis de la existencia de equilibrio en todos los puntos del sistema. Los modelos de no equilibrio: incluyen todos aquellos que contemplan algún tipo de cinética durante el movimiento del soluto por el medio poroso (no se alcanza el equilibrio instantáneamente). El conjunto de modelos numéricos consultado que permiten simulan o reproducir el flujo y transporte de soluto en los medios porosos (Sprankle et al., 1975; Van Genuchten and Wierenga, 1976; Álvarez et al., 1982; Rubin, 1983; Grove and Stollenwerk, 1985; Valocchi,1985 y 1986; Nielsen et al., 1986; Bahr and Rubin, 1987; Jennings,1987; Yang, 1988; Ayora et al., 1998; Saaltink et al., 1998b, 1998b; Latinopoulos et al, 1988; Lessey,1988a, 1988b y 1989; Brusseau, et al.,1989; Nicoud and Schweich, 1989; Van Dam et al., 1990; Van der Zee,1990; Marzal, 1992; Varela y Carrera,1993; Van Dam et al., 1996; Selim and Amacher, 1997, Persson and Berndtson, 1997, Wang et al., 1998; Tindall et al., 1999, Saaltink et al., 2001, Ayora et al., 2001; Guimaraes, 2002), difiere en tres aspectos fundamentales: a) La forma de acoplar las reacciones químicas y la ecuación de transporte. b) El modelo utilizado para definir el equilibrio de adsorción. c) El método de resolución. �Capítulo 4. Modelos de flujo y transporte de solutos 108 4.1.1. Acoplamiento químico del transporte del soluto De acuerdo a la manera de realizar el acoplamiento entre las reacciones químicas de los solutos y las ecuaciones de transporte es posible diferenciar dos tipos de modelos: 1) Modelos directos. 2) - Modelos secuenciales. 1 - Modelos directos: las reacciones químicas se introducen directamente en la ecuación de transporte, de esta manera el problema se reduce a la solución de una ecuación de transporte para cada soluto o componente químico. Estos modelos engloban en un único sistema de ecuaciones diferenciales todos los fenómenos implicados, de manera que en un sólo paso se determina el transporte de los solutos y la interacción química (sinergia o antagonismos). El conjunto de ecuaciones utilizado depende del tipo de interacciones químicas. Estos modelos son muy específicos para cada problema concreto, tanto en su planteamiento como en el esquema numérico desarrollado. 2 - Modelos secuenciales: las reacciones o relaciones químicas de los diferentes solutos se mantienen separadas de las ecuaciones diferenciales que expresan el balance de materia (ecuaciones de transporte) y la solución se obtiene iterando alternativamente entre los dos sistemas de ecuaciones. Estos modelos presentan como ventaja su versatilidad para el tratamiento de sistemas multisoluto y la posibilidad de utilizar programas de equilibrio químico en sistemas de aguas naturales, como MINEQL (Westall et al., 1976), WATEQF (Plummer et al., 1976), GEOCHEM (Sposito and Mattigod, 1980), MINTEQ (Felmy et al., 1985); PHREEQCI (Parkhust, 1995). Esta opción tiene como desventaja que incrementa el tiempo de cálculo y el equilibrio químico debe establecerse un elevado número de veces. 4.1.2. Definición del equilibrio de adsorción Termodinámicamente, el equilibrio de adsorción fue definido por Karickhoff (1980) como el estado en el cual la concentración de los compuestos (solutos reactivos) en las fases sólidas (matriz del medio poroso adsorbente) y la solución son iguales (fs=fc, siendo f=Fa⋅[Cw], donde Fa es el coeficiente de adsorción (o fugacidad) y [Cw] es la concentración de la fase en solución). �Capítulo 4. Modelos de flujo y transporte de solutos 109 La definición del equilibrio de adsorción, en los diferentes modelos, entre un soluto cualquiera en la solución y el adsorbente (matriz del medio poroso) en unas condiciones fisicoquímicas determinadas, va desde el uso de una isoterma de adsorción lineal, de una isotermas de adsorción no lineal (Langmuir, Freundlich, etc.), hasta los modelos de formación de complejos superficiales (modelo de capacitancia constante, modelo de doble y de triple capa, etc.). Un resumen de los diferentes tipos de isotermas empleados en los diferentes modelos de flujo aparece en Selim and Amacher, (1997). 4.1.3. Método de resolución El método de resolución del flujo y el transporte de solutos puede ser: I) Analítico. II) Numérico. I)- Analítico: la obtención de una solución analítica para el flujo y transporte de un soluto en el medio poroso requiere realizar una serie de simplificaciones, respecto a las propiedades del sistema y de las condiciones de contorno. La realización de estas simplificaciones puede llevar con facilidad a un modelo excesivamente simplificado. Sin embargo, de acuerdo con Latinopoulos et al, (1988) y Tindall et al., (1999) los métodos analíticos presentan ciertas ventajas: - Son útiles en la obtención de una estimación inicial del grado de contaminación de un acuífero. - Son eficientes cuando se dispone de poca información del sistema. - Pueden ser aplicables para verificar la exactitud de los métodos numéricos. - Son útiles en el análisis de los mecanismos que afectan el flujo y transporte de contaminantes en presencia de reacciones o interacciones químicas. En Tindall et al., (1999) se encuentra un resumen de diferentes modelos analíticos utilizados en el flujo en condiciones no saturadas en hidrogeología. �Capítulo 4. Modelos de flujo y transporte de solutos 110 II)- Numérico: en general se utilizan tres tipos de métodos numéricos. El método de las características, de las diferencias finitas y elementos finitos. De acuerdo con Konikow and Mercer (1988), en los medios porosos en los que el flujo y el transporte de solutos está controlado por el flujo convectivo (zonas de alta permeabilidad debido a fracturas, macroporos, puntos de descarga o recarga, zonas de bombeo) la ecuación de transporte se aproxima a una ecuación de tipo hiperbólica, si por el contrario predomina el flujo dispersivo (zonas de baja permeabilidad, áreas estancadas) la ecuación de transporte se aproxima a una ecuación de tipo parabólico. Dentro de un mismo medio poroso se pueden encontrar las dos condiciones. El método de las características: se desarrolló para resolver las ecuaciones hiperbólicas. Este método consiste básicamente en la reducción de las ecuaciones diferenciales en derivadas parciales que definen el sistema a un sistema de ecuaciones diferenciales ordinarias equivalentes. Las ecuaciones diferenciales ordinarias se resuelven por diferencias finitas, por lo que este método en su esencia es un método de diferencias finitas. Método de las diferencias finitas y de los elementos finitos: en estos métodos, la región de estudio es dividida en celdas o elementos a los que se les asocian los puntos nodales. Los métodos de las diferencias finitas aproximan la primera derivada, tanto espacial como temporal, mediante el cociente de la diferencia en el valor de las variables entre los nodos adyacentes y el intervalo entre dichos nodos. Los métodos de elementos finitos utilizan funciones preestablecidas de las variables dependientes y de los parámetros del modelo para evaluar formulaciones integrales de las ecuaciones diferenciales. La discretización espacial y temporal reduce la resolución de la ecuación diferencial a la resolución simultánea de un sistema de ecuaciones algebraicas. Dicho sistema puede ser resuelto por procedimientos iterativos o por métodos matriciales directos. Los métodos de las diferencias finitas son más sencillos conceptual y matemáticamente. Los métodos de los elementos finitos pueden ser más exactos , pero sobre todo, son más flexibles en la discretización espacial, adaptándose mejor a contornos irregulares (Konikow and Mercer, 1988). �Capítulo 4. Modelos de flujo y transporte de solutos 111 Un amplio resumen de diferentes modelos numéricos para condiciones de flujo y transporte no saturados en hidrogeología puede consultarse en Tindall et al., (1999). Otros modelos sobre el tema pueden verse en Carreras y Galarza, (1993), Samper, (1991, 1993). Para el caso de flujo y transporte de soluto en condiciones saturadas puede consultarse a Selim and Amacher (1997). La elección de un método numérico o analítico dependerá básicamente de las condiciones de flujo y de la complejidad del sistema y de las interacciones químicas existentes. En general los métodos numéricos son más versátiles y pueden proporcionar soluciones fiables en sistemas de elevada complejidad, aunque requieren generalmente gran tiempo de cálculo y se pueden presentar problemas derivados de la dispersión numérica. 4.2. Modelos de equilibrio local La mayoría de los modelos de flujo y transporte de contaminantes establecidos bajo la suposición de equilibrio local han sido desarrollados de acuerdo con la clasificación de Rubin (1983): - Reacciones suficientemente rápidas homogéneas (clase uno). - Reacciones heterogéneas superficiales (clase dos). Sin embargo, no todos los modelos existentes en la bibliografía consultada alcanzan el mismo grado de generalidad en cuanto al grado de representación de las interacciones físicas y químicas que tienen lugar entre el soluto en la solución y el adsorbente. De esta manera aparecen dos grupos de modelos (Marzal, 1992; Selim and Amacher, 1997): - Modelos unicomponentes. - Modelos multicomponentes. 4.2.1. Modelos unicomponentes En estos modelos sólo se emplea una ecuación de flujo y transporte, la correspondiente al adsorbato. El equilibrio de adsorción se describe mediante una isoterma que puede ser lineal o no lineal y el acoplamiento entre el equilibrio de adsorción y el transporte se realiza directamente mediante el factor de retardo (R) (Marzal, 1992; Selim and Amacher, 1997). �Capítulo 4. Modelos de flujo y transporte de solutos 112 En número de modelos unicomponentes es muy grande y entre ellos los más usados para la simulación del flujo y el transporte de soluto en columnas e encuentran los de Rao, (1974); Rao et al., (1993); Brusseau and Rao, (1989); Brusseau et al., (1989, 1990; 1992); Brusseau (1994); Álvarez et al., (1995, 1999, 2001), donde presenta un modelo de flujo y transporte de solutos que permite realizar simulaciones de ensayos en columnas de un soluto, utilizando los modelos de “dos sitios y dos regiones”. La solución del problema asume isoterma de adsorción lineal y no lineal. Estos modelos son los que describiremos en detalles más adelante. 4.2.2. Modelos multicomponentes En estos modelos el sistema está representado por una ecuación de flujo y transporte para cada soluto existente en la solución acuosa (Marzal, 1992; Selim and Amacher, 1997, Guimaraes, 2002). Entre los modelos de multicomponentes desarrollados bajo el esquema matemático directo destacan los modelos de Jennings et al., (1982) y Miller and Benson, (1983). Ambos modelos presentan limitaciones para tratar sistemas de multisolutos y no linealidad de las ecuaciones de transporte. En ambos casos (modelos unicomponentes y multicomponentes) la ecuación general utilizada para describir el flujo y transporte advectivo dispersivo de un soluto en condiciones de equilibrio local es la siguiente, R ∂ 2 Cw ∂C ∂C =D −v w 2 ∂t ∂x ∂x (4.1) donde Cw, es la concentración del soluto en el líquido (ML3), v, es la velocidad de flujo (LT-1), t, es el tiempo (T), D es la dispersión (L2 T-1), x, es la distancia a punto de inyección, R, es el retardo. Para solutos con isoterma de adsorción lineal R se define según la siguiente ecuación (Wang et al., 1998), R = 1 + Kd ρ θ Kd es el coeficiente de reparto o distribución, θ es el contenido volumétrico de agua (L3L-3) y ρ es la densidad seca del suelo o material empleado (ML3). �Capítulo 4. Modelos de flujo y transporte de solutos 113 4.2.3. Aplicabilidad del equilibrio local en el flujo y transporte de solutos La aplicabilidad del equilibrio local para los ensayos de flujo y transporte de solutos reactivos se ha caracterizado mediante una serie de parámetros adimensionales, seguida de un análisis paramétrico para determinar los valores críticos de los mismos que marcan el límite de aplicabilidad de este criterio. Dichos parámetros adquieren la forma general del número de Damkohler (w). Este número representa la contribución de la cinética al proceso global del transporte de un soluto por el medio poroso. La expresión concreta del número de Damkohler aplicable a cada caso depende del tipo de cinética que se esté considerando. Jennings (1987), estudia la aplicabilidad del equilibrio local con un ensayo de flujo y transporte con una inyección de soluto en forma de pulso. El análisis de los resultados pone de manifiesto la validez del equilibrio local para números de Damkohler superiores a 10. Además, considera el efecto de la dispersión a través del número de Peclet (P). Otros trabajos de aplicabilidad del equilibrio local durante la realización de estudios de flujo y transporte de solutos por el medio poroso considerando el criterio del número de Damkohler se pueden encontrar en Bahr and Rubin (1987), Lessey (1988b y 1989), Brusseau et al., (1989), Wang et al., (1998). Valocchi (1985, 1986), presenta un estudio de flujo y transporte de soluto con inyección en pulso para el que realiza un análisis diferente de la validez de las condiciones de equilibrio. En este caso la validez de la existencia de condiciones de equilibrio se cuantifica a través de los momentos centrales, segundo y tercer momento respectivamente. Estos momentos representan el centro, grado de propagación y asimetría de la curva de paso del soluto por el medio poroso. De acuerdo con los estudios de Jennings (1987), el equilibrio instantáneo en un proceso de flujo y transporte de soluto reactivo por el medio poroso nunca puede ser alcanzado, sin embargo en algunos sistemas el error puede ser pequeño y venir compensado por las ventajas que conlleva aceptar condiciones de equilibrio desde el punto de vista de la formulación matemática y de la determinación de los parámetros. �Capítulo 4. Modelos de flujo y transporte de solutos 114 4.3. Modelos de flujo y transporte con cinética de transferencia de masa En la bibliografía consultada se encuentran diferentes trabajos que incluyen en la ecuación de flujo y transporte un término que representa transferencia de materia por el mecanismo de difusión molecular (Rao, (1974); Van Genuchten and Wierenga, 1976, Rao et al., (1993); Brusseau and Rao, (1989); Brusseau et al., (1989, 1990; 1992); Brusseau (1994); Álvarez et al., (1995, 1999, 2001). El tratamiento de estos sistemas se realiza distinguiendo dos regiones en la fase líquida del sistema: región móvil y región inmóvil. Esto se conoce en la literatura como modelos bicontinuos o modelos de “dos regiones”. Los investigadores Van Eijkeren and Lonch (1984), atendiendo a la división anterior hecha por Van Genuchten and Wierenga, (1976), plantean un modelo en el que distinguen dos regiones en el adsorbente una de ellas se encuentra en equilibrio con la fase acuosa (sitio uno) y otra controlado por la cinética química (sitio dos). Estos modelos son los que se conocen como modelos de “dos sitios”. Nkedi-Kizza et al., (1984), presentan un modelo que reproduce las curvas de ruptura en columnas de intercambio catiónico. En este estudio se incluye la comparación entre el modelo de dos regiones y el de dos sitios. Su conclusión más significativa es que mediante la definición de una serie de parámetros adimensionales se puede demostrar la equivalencia entre estos dos modelos con modelos conceptuales totalmente diferentes. Lassey (1988a) y Van der Zee (1990), presentan una solución analítica para el flujo y transporte unidimensional de solutos. En este trabajo, se pone de manifiesto la equivalencia matemática entre la descripción de la cinética por una transferencia de materia entre dos regiones móviles e inmóviles (modelos de dos regiones) o cuando el proceso es descrito por una cinética química de primer orden (modelos de “dos sitios”). Yang (1988), propone un modelo bidimensional con separación entre fases acuosa móvil e inmóvil y transferencia de materia entre ambas fases, proporcional a la diferencia de concentración entre las mismas. El modelo reproduce el movimiento de solutos en un sistema saturado y no saturado. �Capítulo 4. Modelos de flujo y transporte de solutos 115 Siguiendo este tipo de planteamiento de los modelos de dos sitios y dos regiones, Brusseau et al., (1989), proponen pasar del modelo bicontinuo a un modelo de múltiples regiones. Para ello dividen el medio poroso en cuatro dominios de adsorción, los dos primeros se asocian a la fase acuosa móvil y los dos últimos a la fase acuosa inmóvil. En tres de estos dominios la adsorción se supone está controlada por uno de estos factores: 1- Equilibrio. 2- Cinética química o difusión interna. 3- Difusión en la fase acuosa inmóvil. En el cuarto dominio la adsorción viene controlada por dos factores. 1- Difusión en la fase acuosa inmóvil. 2- Cinética química o difusión interna. Grove and Stollenwerk, (1985) y Nicoud and Schweich, (1989), han desarrollado modelos de flujo y transporte de soluto que incluyen la cinética de transferencia de materia sin considerar la existencia de regiones móviles e inmóviles en la fase acuosa que rellena el medio poroso. 4.3.1. Descripción de los modelos de flujo y transporte de solutos en condiciones de no equilibrio El desarrollo de los modelos de flujo y transporte de solutos reactivos se ha convertido en un tema de gran interés científico en el campo de la hidrogeología, la agricultura y el medio ambiente. Dentro de los modelos de flujo y transporte de solutos reactivos se encuentran los modelos analíticos y los modelos numéricos. En nuestro caso nos centraremos en los modelos numéricos que describen los procesos de flujo y transporte de solutos reactivos en el medio poroso. Específicamente los que reproducen el flujo por el medio poroso en ensayos en columnas de laboratorio. En la actualidad se han desarrollado diferentes tipos de modelos de flujo y transporte que incluyen los procesos de cinética química con transferencia de masa. Entre los modelos más usados para simular el flujo y transporte de solutos en columnas se encuentran los siguientes: �Capítulo 4. Modelos de flujo y transporte de solutos - 116 Modelos físicos o “modelos de dos regiones” (two region models) (Van Genuchten and Wierenga, 1976). - Modelos químicos o “modelo de dos sitios” (two site models) (Brusseau and Rao, 1989; Brusseau et al., 1989; Álvarez et al., 1995, 1999, 2001; Selim and Amacher, 1997, Wang et al., 1998). Los modelos antes mencionados han sido desarrollados para condiciones de flujo en medio saturado y no saturado. Los modelos de dos sitios y dos regiones han sido desarrollados para condiciones no saturadas (Skopp et al., 1981, White, 1985, Wagenet and Hutson, 1987; Carsel et al., 1985), estos modelos tienen como particularidad que tienen que resolver las ecuaciones de flujo considerando condiciones de flujo multifase. En el caso de condiciones de flujo saturado, los modelos reproducen los datos experimentales con muy buenos resultados (Van Genuchten and Wierenga, 1976; Brusseau et al., 1989; Álvarez et al., 1995; Condesso, 1996; Selim and Amacher, 1997, Wang et al., 1998). 4.3.1.1. Modelos químicos o “modelo de dos sitios” (two site models) La formulación conceptual de estos modelos asume que los procesos de sorción ocurren con diferentes intensidades (ratio) entre el soluto y la matriz del medio poroso. Estos modelos fueron desarrollados inicialmente por Selim et al, (1976), y Cameron and Klute, (1977). En estos modelos la complejidad del medio poroso es simplificada asumiendo que en el medio poroso hay dos sitios: primer sitio (S1) donde la sorción tiene lugar instantáneamente y esta en equilibrio y un segundo sitio (S2) donde la sorción tiene lugar más lentamente controlada por la cinética del medio, el equilibrio de adsorción se alcanza más lentamente. En realidad la fracción del medio poroso estudiado que le corresponde a estos dos sitios no se conoce y su separación física - química es prácticamente imposible (Selim and Amacher, 1997). De acuerdo con los trabajos de Brusseau and Rao, (1989) es posible diferenciar en el medio algunos de esos tipos de sitios: I) Sitios de reacción a escala molecular. II) Sitios de diferente grado de accesibilidad (variación en la estructura del medio poroso). �Capítulo 4. Modelos de flujo y transporte de solutos 117 III) Sitios con diferentes fases adsorbentes (materia orgánica, minerales cristalinos y amorfos, partículas coloidales). IV) Sitios con diferentes mecanismos de sorción (depende de la composición de la matriz del medio poroso). Los procesos físico-químicos que controlan la adsorción y desorción de solutos que tienen lugar en el medio poroso pueden ser descritos por dos tipos de reacciones fundamentales: I) en serie y II) en paralelo (Figura 4.1). Modelo en serie Cw K1 S1 k1 S2 k2 Modelo en paralelo S2 k2 Cw K1 S1 k1 Figura 4.1. Representación esquemática de los modelos de dos sitios (Brusseau and Rao, 1989). Sin embargo si en el medio poroso uno de estos dos sitios controla el equilibrio, es imposible diferenciar matemáticamente el concepto de reacción en serie o en paralelo. El equilibrio de sorción se puede describir por dos ecuaciones lineales, S1 = K1Cw = FK d Cw (4.2) S 2 = K 2Cw = (1 − F ) K d Cw (4.3) Los subíndices uno (1) y dos (2) se refieren a los sitios de tipo uno (se ha alcanzado el equilibrio) y de tipo dos (el equilibrio lo controla la cinética de reacción). F: es la fracción del soluto para el que la adsorción ocurre instantáneamente , (1-F) es la adsorción que depende del tiempo como la adsorción por procesos cinéticos, Kd: coeficiente de reparto. La sorción total en el medio se corresponde a la suma de la sorción en los dos sitios. ∂S ∂S 1 ∂S 2 = + ∂t ∂t ∂t (4.4) �Capítulo 4. Modelos de flujo y transporte de solutos 118 Si consideramos que la sorción en el sitio uno (S1), está en equilibrio la sorción total es, ∂Cw ∂S1 = FK d ∂t ∂t (4.5) Si suponemos o asumimos que la sorción en los sitios de tipo dos (S2), es lineal e irreversible, la sorción en este caso está dado por una ecuación de primer orden de la forma, ∂S 2 = k 2 [(1 − F ) K d C w − S 2 ] ∂t (4.6) donde k2 representa el coeficiente de primer orden. La ecuación de flujo que describe el modelo de transporte en el medio poroso considerando los dos componentes de la sorción (S1) en equilibrio y (S2) en cinética, es (Brusseau et al., 1989): (1 + F ρ K d ∂Cw ρ ∂S2 ∂ 2Cw ∂C ) + =D −v w 2 θ ∂t θ ∂t ∂x ∂x ∂S 2 = k 2 [(1 − F ) K d C w − S 2 ] ∂t (4.7) (4.8) si introducimos en las ecuaciones 4.7 y 4.8, la correspondiente expresión adimensional de sus parámetros, Cw1 = Cw Co (4.9) Cw 2 = S2 (1 − F ) K d Co (4.10) T= vt L (4.11) X= x L (4.12) �Capítulo 4. Modelos de flujo y transporte de solutos P= vL D R = 1+ 119 (4.13) ρ Kd θ (4.14) ρ FK d θ (4.15) β= θ + F ρ K d Rm = θ + ρ Kd R (4.16) w= K 2 (1 − β ) RL v (4.17) Rm = 1 + donde Rm es factor de retardo correspondiente a la región de equilibrio, producto a la adsorción instantánea, ρ, densidad seca de la muestra. Si sustituimos en la ecuación 4.7 y 4.8 obtendremos que, βR ∂Cw1 ∂C 1 ∂ 2Cw1 ∂Cw1 + (1 − β ) R w 2 = − − w(Cw1 − Cw 2 ) − ξ Cw1 ∂T ∂T ∂X P ∂X 2 (1 − β ) R ∂Cw 2 = w(Cw1 − Cw 2 ) − ηCw 2 ∂T (4.18) (4.19) 4.3.1.2. Modelos físicos o “modelos de dos regiones” (two region models) Los primeros trabajos sobre estos modelos de transporte para solutos conservativos son los de Coats and Smith, (1964), siendo aplicados a los solutos no conservativos por Van Genuchten and Wierenga, (1976), posteriormente por Brusseau and Rao, (1989) y más adelante por Álvarez et al., (1995). Estos métodos conceptualmente se basan en que el transporte de soluto en el medio poroso está dividido en dos dominios o regiones, una región donde la fase líquida se mueve y donde el transporte de soluto ocurre por advección-dispersión y una región inmóvil donde las moléculas de solutos se mueven por difusión molecular (gradiente de concentración). Estos modelos asumen que los procesos de no equilibrio son el resultado de los diferentes ratios (velocidad) con que se desarrolla el transporte de solutos a través del medio poroso y que hay una parte de la superficie de la matriz del medio, donde el proceso de reacción del �Capítulo 4. Modelos de flujo y transporte de solutos 120 soluto con la fase adsorbente es instantáneo. Asociado a esto, está la idea de que sólo los poros grandes o área de porosidad efectiva del medio poroso es la que participa activamente en los procesos de sorción y que los procesos de difusión que continúan removiendo el soluto, son los responsables de la existencia de una gran cola en las curvas de paso de los diferentes solutos que circulan por el medio poroso (Van Genuchten and Wierenga, 1976). La transferencia de soluto entre las dos regiones es tomada de manera proporcional a la diferencia de concentración entre las dos regiones. Las regiones inmóviles actúan como un término fuente - sumidero. Las regiones inmóviles están representadas por la microporosidad, agua estancada, poros mal comunicados (ej. matriz porosa en el medio fracturado), la ley de difusión de Fick es usada para describir la difusión molecular en esas regiones de agua estancada (Van Genuchten and Wierenga, 1976). La ecuación de transporte de soluto para los modelos de dos regiones es la siguiente (Van Genuchten and Wierenga, 1976; Selim and Amacher, 1997), θm ∂Cwm ∂S ∂C ∂S ∂ 2Cwm ∂C + F ρ m + θ in win + (1 − F ) ρ in = θ m Dm − θ m vm wm (4.20) 2 ∂t ∂t ∂t ∂t ∂x ∂x θ in ∂Cwin ∂S + (1 − F ) ρ in = α (Cwm − Cwin ) ∂t ∂t (4.21) los términos S y Cw representan la concentración del soluto asociado a la fase sólida y líquida respectivamente y los subíndices (m) e (in) se refieren a la fase de la región móvil e inmóvil, α es la dispersividad, F es la fracción en que la adsorción ocurre instantáneamente y θ es contenido volumétrico de agua. Si se considera sorción instantánea, lineal y reversible para las dos regiones se puede escribir que la sorción en ambas regiones es, S m = K d Cwm (4.22) Sin = K d Cwin siendo la sorción total, S = FSm + (1 − F ) Sin (4.23) �Capítulo 4. Modelos de flujo y transporte de solutos 121 Reorganizando las ecuaciones 4.20 y 4.21 resulta que, (θ m + ρ FK d ) ∂Cwm ∂C ∂ 2Cwm ∂C + (θ in + ρ (1 − F ) K d ) win = θ m D − θ m vm wm 2 ∂t ∂t ∂x ∂x (θ in + (1 − F ) ρ K d ) (4.24) ∂Cwin = α (Cwm − Cwin ) ∂t (4.25) si introducimos los siguientes parámetros adimensionales en la ecuación 4.24 y 4.25, Cw1 = Cwm Co (4.126) C2 = C in Co (4.27) φm = θm θ m + θ in (4.28) T= vt v mφ m t = L L (4.29) X= x L (4.30) q = θ m vm (4.31) vm L D (4.32) P= R = 1+ ρ Kd θ Rm = 1 + β= w= F ρ Kd θm θ m + F ρ K d φm Rm = θ + ρ Kd R αL q (4.33) (4.34) (4.35) (4.36) donde φ, es la porosidad si sustituimos obtenemos la misma formulación matemática que la de los modelos de dos sitios ( ecuaciones 4.18 y 4.19), βR ∂Cw1 ∂C 1 ∂ 2Cw1 ∂Cw1 + (1 − β ) R w 2 = − − w(Cw1 − Cw 2 ) − ξ Cw1 ∂T ∂T ∂X P ∂X 2 (4.37) �Capítulo 4. Modelos de flujo y transporte de solutos (1 − β ) R ∂Cw 2 = w(Cw1 − Cw 2 ) − ηCw 2 ∂T 122 (4.38) 4.4. Estudios de flujo y transporte de soluto en condiciones de no equilibrio Cuando los procesos de adsorción y desorción no ocurren lo suficientemente rápido como para considerarlos instantáneos, estamos en presencia de condiciones de sorción en régimen de no equilibrio y el asumir en estas condiciones el comportamiento lineal de la isoterma de adsorción no es válido (Parker and Jardine, 1986; Selim and Amacher, 1997). La constatación de encontrarnos en condiciones de no equilibrio se puede obtener de los ensayos Batch y de los ensayos de flujo en condiciones de laboratorio. Las principales vías para comprobar si un soluto presenta un radio de adsorción limitado y dependiente de las condiciones físico químicas del medio son: 1) Comprobar la adsorción en función del tiempo para un valor de concentración determinada en ensayos de Batch. 2) Efectuar ensayos de flujo para diferentes velocidades (tiempos de tránsito) en un medio poroso con las características similares. 3) Variar las condiciones físicas del medio como la porosidad (contenido volumétrico de agua, concentración, solución electrolítica). 4) Variación de las condiciones físico-químicas (T, pH, Eh). 5) Realizar ensayos de flujo con interrupción del mismo y posterior reanimación. Cuando se comprueba que el soluto que se estudia presenta adsorción no lineal en los diferentes ensayos, es que este necesita un tiempo de tránsito suficientemente largo como para alcanzar el equilibrio, normalmente esto se puede lograr si se logran realizar los ensayos en condiciones de velocidad de flujo similares a la permeabilidad del medio poroso, aunque en ocasiones esto no es suficiente para alcanzar el equilibrio, pues pueden influir otros factores entre los que se pueden encontrar cambios en las condiciones físico - químicas del medio. En la mayoría de los trabajos con ensayos de flujo en columnas de suelo con compuestos orgánicos e inorgánicos que hemos consultado en las referencias citadas, se observan curvas de llegadas asimétricas y con colas (Brusseau et al., 1993, Sparks, 1995; Condesso, 1996; �Capítulo 4. Modelos de flujo y transporte de solutos 123 Selim and Amacher, 1997; Wang et al, 1998). En todos los casos los autores coinciden en que las principales causas de este fenómeno lo constituyen: 1- La existencia de condiciones de no equilibrio en el medio poroso (sólido/líquido), debido a los lentos procesos de transferencia de masa entre la fase líquida y la matriz sólida, así como de la histéresis de los procesos de adsorción (Van Genuchten et al., 1977; Parker and Jardine, 1986; Brusseau et al. 1989; Condesso, 1996; Wang et al., 1998). 2- En segundo lugar plantean que para estos solutos, el uso de las isotermas de adsorción lineal no son válidas y que se requiere establecer un modelo cinético de reacción que describa la ley de variación en el tiempo de la relación S vs Cw. Sin embargo debido a la complejidad del fenómeno, de manera general los métodos numéricos utilizan ecuaciones de cinética química básica y la teoría de transferencia de masas controladas por los procesos de difusión molecular. Los modelos cinéticos derivados de estos estudios consideran que el tiempo de adsorción es pequeño en comparación con el tiempo de tránsito del soluto por el medio poroso en condiciones naturales (Van Genuchten and Wierenga, 1976; Selim and Amacher, 1997). En los apartados anteriores se han analizado los diferentes modelos de flujo y transporte de solutos. En todos ellos se consideran dos partes fundamentales: 1- Las hipótesis admitidas para la descripción del sistema estudiado (modelo conceptual). 2- La formulación matemática del problema de flujo y transporte a resolver. De manera general todos los modelos anteriormente descritos reproducen satisfactoriamente los ensayos experimentales siempre y cuando las condiciones de contorno y el modelo conceptual del proceso coincidan con el del modelo numérico o analítico seleccionado. 4.5. Estimación de los parámetros de los modelos de flujo y transporte de “dos sitios” y “dos regiones”. Significado de estos e influencia sobre las curvas de llegadas de los solutos La solución inversa de la ecuación de flujo y transporte para solutos en medios porosos (suelo, residuos mineros y resinas sintéticas), consiste en el ajuste de los parámetros de la �Capítulo 4. Modelos de flujo y transporte de solutos 124 formulación del modelo que permite reproducir los resultados experimentales a nivel de campo o laboratorio. En nuestro caso nos centraremos en el análisis de flujo y transporte de solutos en columnas de laboratorio, donde la entrada del soluto al sistema se realiza mediante un pulso (inyección durante un tiempo to) en forma de flujo de pistón. Condiciones de contorno: la solución para las ecuaciones 4.37 y 4.38, se obtiene de acuerdo con las condiciones iniciales y de contorno definidas en Van Genuchten y Waguenet, (1989). Se considera un medio semi-infinito y condiciones de flujo estacionario, mientras que la masa de soluto se introduce como un flujo (Q) de manera continua o por pulso de duración to. - Condiciones iniciales: Cw(x,t)=S1(x,t)=S2(x,t)=0 0≤x<∞, t=0 (8.20) x→∞; t>0 (8.21) - Condiciones de contorno: ∂C w ( x, t ) = 0; ∂x (− D ∂C w vC + vC w ) x = 0 =  o ∂x 0 0〈t ≤ t o t ≥ to (8.23) Del ajuste de los resultados experimentales se extrae información sobre los mecanismos que rigen la interacción del soluto con la matriz del medio poroso para predecir o estimar su comportamiento. Esta modelación posibilita un conocimiento más exhaustivo de los procesos de transferencia de masas y una comprensión del significado de los coeficientes de las ecuaciones (4.37) y (4.38) de una forma más concreta. En este apartado se presenta un estudio de la influencia que puede tener cada valor de estos parámetros sobre la curva de paso del soluto por el medio poroso. En todos los casos se usa una columna de 100 mm de longitud y 10 mm de diámetro. Estimación de los parámetros de los modelos: el hecho de realizar el análisis por separado de cada uno de los parámetros se debe a que la realización simultánea de todos los parámetros no mostraría con claridad el significado físico de estos sobre el flujo y transporte de solutos por el medio poroso y la influencia que tienen sobre la formulación e implementación del modelo. �Capítulo 4. Modelos de flujo y transporte de solutos 125 - El factor de retardo (R): está relacionado con la capacidad de adsorción del soluto. Si dicho soluto no es adsorbido por el suelo (Kd=0) el valor de R es igual a l. Este parámetro se puede obtener a partir de estudios de las isotermas de adsorción. En la Figura 4.2 se observa que, cuando un soluto es retenido (R>1), la aparición del pico de concentración se retrasa y aparece un ensanchamiento de la curva con una gran cola. El valor de R nos indica la posición del centro de la masa para una determinada velocidad del flujo en el medio poroso. Este parámetro es directamente proporcional al coeficiente de reparto Kd. Cw/Co Otros parámetros Parámetros To=1 P=8 β=1 v=8 cm/h Volumen de poros Figura 4.2. Influencia del valor de R en la curva de llegada del soluto. Condiciones de equilibrio local. Isoterma de adsorción lineal. - El número de Peclet (P): es una medida de la incidencia de la advección frente al flujo dispersivo. Valores altos de este número reflejan poca influencia de la dispersión frente a la advección (flujo de pistón), y valores bajos indican un flujo difusional. La disminución del parámetro de dispersión hidrodinámica (D) acerca el comportamiento al f1ujo de pistón (el valor de P tiende a infinito) (Figura 4.3). El aumento de la componente dispersiva (el valor de P tiende a cero) provoca que algunas partículas de soluto atraviesen más rápidamente el medio poroso, lo que se manifiesta con un frente de llegada o ruptura adelantado y la aparición de colas debido a que la elución se opone a la advección. Cuando el valor de P es bajo, la aparición de las colas en la curva de paso del soluto puede confundirse con el efecto de la difusión. De esto se concluye que cuando se desee desenmascarar el efecto de la difusión en la matriz con la realización de experimentos de flujo y en columnas de materiales porosos los ensayos de flujo y transporte han de realizarse en regímenes de flujo con valores de Peclet �Capítulo 4. Modelos de flujo y transporte de solutos 126 altos. En la Figura 4.3 se muestra el efecto de este parámetro sobre la curva de llegada para diferentes valores de D. D=0.1 Cw/Co D=1 D=2 D=5 Otros parámetros To=1 R=1.7 β=1 w=1 v=8 cm/h Volumen de poros Figura 4.3. Influencia del valor de D en la curva de llegada del soluto. Simulación en condiciones de equilibrio local. Isoterma de adsorción lineal. - Velocidad lineal del fluido (v): el efecto de la velocidad lineal del fluido (v) es contrario al dispersivo (Figura 4.4), puesto que se engloba este mismo coeficiente adimensional. A velocidades grandes predomina el flujo advectivo sobre el flujo por difusión. A velocidades pequeñas las curvas de llegada se caracterizan por presentar una gran cola. Cw/Co Otros parámetros Parámetro D=1 β=1 To=1 R=1 Volumen de poros Figura 4.4. Influencia del valor de v en la curva de llegada del soluto. Este caso es un ensayo con equilibrio local. La velocidad (v) en cm/h. �Capítulo 4. Modelos de flujo y transporte de solutos 127 - Número de Damkholer (w): este parámetro da cuenta de la velocidad con la que se alcanza el equilibrio. Su valor varía entre cero a infinito. Si w tiende a infinito el fenómeno de no equilibrio se minimiza, estableciéndose el equilibrio local en el medio poroso estudiado, esto es típico de los procesos de adsorción instantánea. En el modelo de dos sitios, esto indica que el control cinético de los sitios de tipo dos (S2) no es significativo independientemente de la fracción de sitios, debido a que existe una cinética muy rápida. En el modelo de dos regiones, significa que la transferencia de materia entre las dos fracciones de agua es muy elevada. Cuando se produce el efecto de no equilibrio algunas moléculas viajarán más rápido de lo esperado durante el proceso de adsorción (adelantándose el frente de llegada o ruptura de la curva de paso del soluto por el medio poroso) y se desadsorberán con mayor dificultad cuando se produzca la desorción (curvas de llegada asimétricas y aparición de grandes colas) (Figura 4.5). Cw/Co Otros parámetros Curva 1 P=50 β=0.8 To=1.0 R=1.7; w=0.01 Curva 2 P=50 β=0.8 To=1.0 R=1.7; w=0.1 Curva 3 P=5 β=0.8 To=1.0 R=1.7; w=0.01 Curva 4 P=5 β=0.8 To=1.0 R=1.7; w=10 Volumen de poros Figura 4.5. Influencia del valor de w en la curva de llegada del soluto, para diferentes condiciones de no equilibrio. Velocidad de 1 cm/h. -Fracción de sitios en las que se alcanza el equilibrio instantáneamente (β): está relacionado con la fracción de sitios de tipo uno (S1) y tipo dos (S2) que responden a un mecanismo cinético de la fracción de la masa del soluto que experimenta adsorción instantánea y la que depende de las propiedades cinéticas del medio (o en el caso de los modelos de dos regiones está relacionado con la fracción de agua móvil e inmóvil). Su valor varia entre cero y uno (β≤1). Si el valor de β tiende a la unidad, prácticamente todas las moléculas de soluto alcanzarán el equilibrio de adsorción instantáneamente (en el modelo de dos sitios) o prácticamente todo el agua será móvil (en el modelo de dos regiones) y la curva de ruptura no �Capítulo 4. Modelos de flujo y transporte de solutos 128 estará influenciada por los procesos de no - equilibrio. Si el valor de β es menor que uno (β<1) es indicativo de la existencia de condiciones de no equilibrio. Cuanto menor sea el valor de β mayores serán las condiciones de no equilibrio del soluto que se está estudiando. En este último caso gran cantidad de soluto abandona la columna antes de lo esperado porque no llega a alcanzar el equilibrio de adsorción y por lo tanto no es retenido (independientemente de la forma de su isoterma de adsorción). Por otra parte, la desorción también está afectada por las condiciones de no equilibrio y aparecen pronunciadas colas. En la Figura 4.6, se puede apreciar como cuanto mayor es β la forma de la curva es más centrada con menor cola y un mayor valor máximo de la relación Cw/Co. Este parámetro está fuertemente afectado por los procesos de adsorción, degradación y precipitación de los solutos. En presencia de degradación de los solutos el valor de β tiende a disminuir. Otros parámetros Cw/Co P=15 To=2 R=1.7 w=1 Volumen de poros Figura 4.6. Influencia del valor de β en la curva de llegada del soluto. Velocidad 1 cm/h y concentración constante para todos los casos. - La concentración (Cw): otro punto importante es la influencia del rango de la concentración inicial en el comportamiento de la sorción. Por una solución muy concentrada en determinado soluto, Kf→0 y R→1, el comportamiento del soluto se aproximará a un soluto ideal. Esto implica, que cerca de la fuente de contaminación, donde normalmente aparecen las concentraciones mayores de contaminante, un soluto adsorbido puede comportarse como un soluto conservativo y no reactivo, aumentado el riesgo de contaminación de las aguas superficiales y subterráneas. En la Figura 4.7 se puede apreciar la influencia de la �Capítulo 4. Modelos de flujo y transporte de solutos 129 concentración del soluto sobre la curva de llegada. Obsérvese que en estas condiciones de no equilibrio, para mayores concentraciones la curva de llegada es más simétrica. Otros parámetros Cw/Co P=80 To=1 Kf=0.1 Volumen de poros Figura 4.7. Influencia de la concentración sobre la curva de llegada del soluto. En la literatura consultada y en las simulaciones realizadas se ha comprobado que el resultado de la formulación matemática de estos dos modelos es muy sensible al parámetro β, siguiendo en sensibilidad los parámetros R, D, w y v. La forma de las curvas varía en todos los casos, especialmente para los parámetros, β, R, D y w, lo que advierte de la posibilidad que pequeñas desviaciones en un parámetro puedan ser compensadas con las modificaciones en los otros. Por tanto, para tener una idea del tiempo en que ocurre la adsorción y de los mecanismos o variables que pueden afectarlos es de extraordinaria importancia tener un conocimiento de las propiedades cinéticas, de adsorción y desorción del soluto que se esté analizando. De todo esto se concluye que el efecto de diferentes variables como la isoterma de adsorción no lineal, el valor Kd y n (exponente del modelo de adsorción de Freundlich), el factor de retardo (R), la concentración de soluto inicial (Cw), la velocidad del flujo (v), deben tenerse en cuenta cuando se estudia y predice el comportamiento de solutos en condiciones de laboratorio y en medios naturales. �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 131 Capítulo 5. HIDROLOGÍA SUPERFICIAL Y SUBTERRÁNEA 5.1. Introducción La contaminación de las aguas superficiales y subterráneas debido a los residuos mineros y metalúrgicos constituye un serio problema en diferentes regiones del mundo donde se realiza la explotación de depósitos minerales. En el capítulo se realiza una valoración de las características hidrogeológicas del municipio de Moa, con el objetivo de evaluar la contaminación de las aguas superficiales y subterráneas debido a la actividad minera y metalúrgica y establecer las principales causas, condiciones y factores que influyen en el flujo y transporte de los contaminantes. Para el estudio de las aguas superficiales se ha seleccionado un sector de las cuencas hidrográficas del Río Moa y el Yagrumaje, pues sus cuencas hidrográficas son las áreas que mejor representan en el territorio las afectaciones medioambientales de la minería por el método de explotación a cielo abierto y el efecto del vertido de los residuos líquidos de las actividades metalúrgicas. El estudio de la hidrogeología subterránea se realiza en el acuífero aluvial ubicado en la terraza del río Moa y el de las rocas ultramáficas, con énfasis en el acuífero aluvial ya que presenta los mayores problemas de contaminación en el municipio de Moa. 5.2. Hidrología superficial La red hidrográfica del municipio Moa es muy densa. Según el trabajo de Batista, (1987) presenta una densidad con valores entre 1.5 y 2 km de río por km2, lo que es un indicativo de una importante escorrentía superficial y está caracterizada por una gran cantidad de ríos y arroyos permanentes durante todo el año (Figura 5.1). La dirección predominante del flujo es de Sur-Norte, aunque al sur del área existen diferentes ríos y arroyos que corren con dirección NW-SE. El río Cabañas es el único que presenta una dirección de flujo diferente al circular por una fractura con dirección SW-NE. La variación local en la dirección del flujo de las aguas superficiales está controlada por las fracturas tectónicas del territorio. De acuerdo a la extensión superficial de las cuencas hidrográficas los ríos más importantes son el río Moa, �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 132 con un área de 156 km2 y los ríos Cayo Guam, Cabañas, Quesigua, Yamanigüey y Punta Gorda con cuencas hidrográficas muy inferiores, pues ninguna supera los 100 km2. El área de este estudio se sitúa en la cuenca hidrográfica del río Moa y sus afluentes. La longitud del cauce del río Moa es de 46 km. El nivel topográfico del cauce del río Moa desciende unos 300 m dentro del municipio Moa, de acuerdo con el mapa topográfico 1:50.000 de la República de Cuba (Instituto Cubano de Geodesia y Cartografía (I.C.G.C)). Su cauce fluye por una profunda garganta siguiendo una falla de dirección SW-NE. Sus principales afluentes son el río Calentura en las inmediaciones y el Cabaña en su desembocadura y de menor importancia los arroyos La Veguita, Arroyón, Los Lirios. La escorrentía superficial en el sur del área está regulada por la presa Nuevo Mundo con una altura de 85 m. Existe otra minipresa de agua entre el río Moa y el Cabañas que se usa para almacenamiento de agua para la industria metalúrgica del proceso de lixiviación ácida (SAL). Sólo se dispone de los aforos realizados en el río Moa durante el período 1968-1977. A partir de estos datos se ha establecido que los caudal oscila entre 1.8 y 4.9 m3/s, siendo el caudal medio para este período de 4 m3/s (Villamil y Carreras, 1989). 5.2.1. Características físico-químicas de las aguas superficiales En este apartado se muestran los datos de la campaña de muestreo realizada en el área de estudio en noviembre de 1996 (Figura 5.2). El área muestreada de las aguas superficiales es mucho más extensa que la de las aguas subterráneas, con el objetivo de estudiar el impacto ambiental de las diferentes actividades mineras y metalúrgicas sobre las masas de aguas superficiales. A continuación analizaremos las principales características físicas y químicas de las aguas superficiales. Los datos físico-químicos de las diferentes muestras de aguas superficiales se encuentran en el Anejo I. Turbidez: es algo elevada en aquellos puntos (18, 19, 20, 24, 29 y 34) afectados por los procesos erosivos con valores entre 18 y 32 ppm de SiO2. En las épocas de lluvia se han llegado a registrar valores de 53 ppm de SiO2 (INRH, 1986a). Conductividad: las aguas superficiales no contaminadas presentan un valor de conductividad bajo entre 90 y 200 µS/cm, incrementando su valor en la medida que los puntos de muestreo �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 133 se encuentran en las áreas afectadas por los vertidos de las áreas mineras, de las aguas residuales y los drenajes de las presas de residuo. Figura 5.1. Red hidrográfica del municipio de Moa. pH: los valores para las diversas muestras no afectadas por los vertidos de las aguas residuales oscilan entre 6.7 y 8.2. El pH de 2.8 en el punto 32 río Cabañas se debe a los vertidos de las aguas residuales (punto 33) y de 4.2 en el punto 34, desembocadura del río Moa, se debe al drenaje de las presas de residuo (punto 31) y al aporte de aguas ácidas del río Cabañas. �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 134 Dureza: la dureza es muy baja y debida fundamentalmente a la presencia del magnesio con valores de 0.9-1.4 meq/L. El valor de la dureza se incrementa a medida que nos acercamos a la costa. Oxígeno disuelto: es superior a 6,5 mg/L en las aguas superficiales no contaminadas. En los puntos 32 y 34 del río Cabañas y del Moa respectivamente, el contenido de oxígeno es menor de 2 mg/L. Demanda química de oxígeno (DQO): es elevada en los puntos del Río Yagrumage y el arroyo La Vaca, siendo en este último superior a 10 mg/L (punto 26), lo que denota la existencia de materiales oxidables (materia orgánica o metales). Esta DQO se produce debido al arrastre de material rocoso erosionado en el área de la mina a cielo abierto. Figura 5.2. Puntos de muestreo (Noviembre de 1996). Aguas superficiales y residuales de los procesos metalúrgicos. �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 135 Total de sales disueltas (TSD): el contenido de sales disueltas en las aguas superficiales no contaminadas es muy bajo, incrementando su valor en la medida que las aguas pasan por las áreas mineras. En las áreas mineras los procesos erosivos aportan gran cantidad de sólidos en disolución y en suspensión. Magnesio (Mg): presenta concentraciones generalmente inferiores a los 10 mg/L. En las aguas superficiales afectadas por los vertidos de aguas residuales y el aporte del drenaje de las presas de residuos la concentración puede llegar hasta 20 mg/L. Calcio (Ca): el origen del calcio está asociado a la disolución de los carbonatos que desarrollan las aguas superficiales y al aporte de las aguas subterráneas que drenan a las aguas superficiales. Sodio (Na): su origen se debe fundamentalmente a las precipitaciones atmosféricas. Este elemento sufre un proceso de concentración debido a la intensidad de los procesos de evaporación. Potasio (K): la concentración de este elemento en las aguas es muy pequeña y la fuente principal de su origen son las precipitaciones atmosféricas. Sulfatos (SO4): en las aguas superficiales no contaminadas su concentración es muy baja, inferior a los 15 mg/L. El sulfato de las aguas superficiales al sur del área procede fundamentalmente de las precipitaciones atmosféricas. En la desembocadura del río Cabañas (punto 32) se debe fundamentalmente al vertido del agua residual de la planta de lixiviación con ácido sulfúrico (SAL) y en el punto 34 (río Moa) se debe al aporte del río Cabaña y al drenaje de la presa de residuos del proceso SAL (punto 31). En los puntos del río Moa y el Cabañas afectados por los vertidos mineros y el drenaje de las presas de residuos esta concentración alcanza hasta 66 mg/L. Bicarbonato (HCO3): procede de la hidrólisis de los silicatos de las rocas ultramáficas ayudado por el CO2 que acompaña las aguas meteóricas, además de la incorporación del CO2 atmosférico. �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 136 Sílice (SiO2): la sílice es el resultado de los procesos de disolución a que están sometidas las rocas ultramáficas y a la descarga de las aguas subterráneas. Cloruro (Cl): el origen del ión cloruro está asociado a las precipitaciones atmosféricas, la concentración oscila entre 14 y 18 mg/L y en los puntos afectados por la actividad minera (27 y 32) puede llegar a 30 mg/L. Nitrato (NO3): en las aguas no contaminadas se han encontrado valores inferiores a los 4 mg/L, solamente en los puntos afectados por los procesos erosivos en las áreas mineras (26, 29 y 34) presentan concentraciones ligeramente superiores a 10 mg/L. El origen del nitrato es debido al aporte del suelo, aunque puede existir una posible influencia de las emanaciones gaseosas de las plantas metalúrgicas. De acuerdo a la concentración de las especies mayoritarias las aguas superficiales no contaminadas se clasifican como bicarbonatadas magnésicas, las contaminadas (puntos 32 y 34) se clasifican como sulfatadas magnésicas (Figura 5.3). Ambas se clasifican además como aguas de muy baja alcalinidad. Figura 5.3. Diagramas de Stiff modificados. Aguas superficiales de los ríos Moa, Yagrumaje y Cabañas y de dos manantiales (puntos 22 y 25) en las rocas ultramáficas (Noviembre de 1996). Según el total de sales disueltas (TSD) y el residuo seco (RS) se clasifican como aguas dulces de muy baja mineralización. En cuanto a la dureza, son aguas blandas y muy turbias las de los puntos 18, 19, 20, 24, 27, 29, 32 y 34, mientras que los puntos 21, 23 y 26 son algo turbias. �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 137 Foto 5.1. Vertido de los residuos sólidos en la presa de residuo del procesos de lixiviación con ácido sulfúrico (punto 28, Figura 5.4). 5.2.2. Análisis de la contaminación de las aguas superficiales por los residuos mineros En las aguas superficiales del río Moa, Cabaña y Yagrumaje, se detectan concentraciones de metales y sulfatos muy superiores a las detectadas en estas aguas antes del inicio de las actividades de minería a cielo abierto y de los procesos metalúrgicos. En este apartado analizaremos la contaminación de las aguas como consecuencia de las actividades minerometalúrgicas. Respecto a los contaminantes, interesa destacar especialmente las concentraciones de Cr, Mn, Ni, Fe, SO4 y Mg, dada su asociación con la mineralización de los residuos y la geología de la zona. La concentración de los diferentes metales en los distintos puntos de muestreo se presentan en la Figura 5.4, conjuntamente con ellos se ha representado la concentración de dos manantiales muestreados en las rocas ultramáficas que permite comparar el incremento de la concentración en metales de esta agua con relación al fondo geoquímico de las aguas subterráneas. Níquel (Ni): en las aguas no afectadas por los vertidos mineros se pueden encontrar concentraciones muy variables, entre 0.005 y 0.51 mg/L. En las aguas superficiales contaminadas (puntos 24, 27, 34) pueden llegar a valores de 3.5 mg/L. Cobalto (Co): en las aguas no contaminadas su concentración oscila entre 0.003 y 0.005 mg/L; las aguas contaminadas pueden alcanzar concentraciones de hasta 3.2 mg/L. �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 138 Manganeso (Mn): presenta un amplio rango de concentración, entre 0.09 a 3.2 mg/L. Los puntos con valores mayores de 1 mg/L son los afectados por los vertidos de las actividades metalúrgicas y los procesos erosivos de las áreas mineras (puntos 20, 27, 32 y 34). Su origen en las aguas superficiales se debe al manganeso amorfo presente en el corte laterítico y los escombros de la mina a cielo abierto. Aguas residuales Residuos sólidos Foto 5.2. Vertido de las aguas residuales y los residuos sólidos en la presa de residuo del proceso de lixiviación carbonato amoniacal (punto 30). Hierro (Fe): en las aguas superficiales que circulan por las rocas ultramáficas la concentración de Fe2+ presenta un valor cercano a 0.1 mg/L y la del Fe3+ entre 0.15 y 1.5 mg/L en los ríos de las áreas no afectadas por la minería (para pH entre 7.1 y 7.4). En las zonas contaminadas (puntos 20,32, 34) es superior a los 2 mg/L. Cobre (Cu): para las aguas no contaminadas por los vertidos de aguas residuales su concentración se sitúa entre 0.002 a 0.006 mg/L, en las aguas contaminadas se encuentra en concentraciones cercanas a 1.2 mg/L (puntos 20, 32, 34). Aluminio (Al): aparece en concentraciones entre 0.05-0.18 mg/L y su concentración se incrementa a medida que nos acercamos a la costa. La principal fuente de contaminación son los vertidos de las aguas residuales del proceso metalúrgico de lixiviación con ácido sulfúrico (punto 33). �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 139 Figura 5.4. Concentración de los diferentes metales en las aguas superficiales y dos manantiales de los existentes en las rocas ultramáficas (puntos 22 y 25) (Noviembre de 1996). En las aguas superficiales se aprecia un incremento en la concentración de los diferentes elementos contaminantes y sales solubles a medida que nos acercamos a la costa. Si se analiza la evolución de la concentración de contaminantes en el río Moa a lo largo del tiempo (punto 34, Figura 5.5), se aprecia un deterioro de la calidad de las aguas. La mayor concentración de metales y sulfatos se detecta en la última década, donde la concentración del Mn, Fe y sulfato se ha incrementado en un orden de magnitud. Este incremento puede ser el resultado del aumento de la actividad minero-metalúrgica. En 1986 entró en producción una nueva fábrica, basada en el proceso metalúrgico de lixiviación por carbonato amoniacal (ACL). Esta industria explota un nuevo yacimiento que ha originado la deforestación de unas 30 ha anuales y un incremento de 1200 toneladas diarias en el volumen de residuos generados por esta actividad. �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 140 1.E+03 1963 1975 1986 1996 Concentración (mg/L) Aguas superficiales río Moa 1.E+01 1.E-01 1.E-03 SO4 Ni CrVI Mn Fetotal Figura 5.5. Evolución de la contaminación en las aguas superficiales del río Moa, punto 34, Figura 5.4 (datos del INRH) 5.2.3. Calidad de las aguas superficiales La calidad de las aguas superficiales está determinada por cuatro grupos de características: químicas y físicas, bacteriológicas, biológicas y radiactivas. De acuerdo a su composición química las aguas superficiales no contaminadas (punto 21, 23 y 24) se clasifican como potables, mientras que las aguas afectadas por los vertidos mineros (puntos 32, 34) se clasifican como no aptas para el consumo, debido a su concentración en metales pesados y bajo pH. Por su turbidez los puntos 19, 20, 24, 29, 32, 34 superan el valor máximo permitido para ser utilizadas como agua potable, que es de 25 ppm de SiO2. Las normas de potabilidad de la Organización Mundial de la Salud (O.M.S) consideran que una DQO>6 mg/L, constituye un indicador de contaminación en el agua analizada. Considerando este criterio el agua del arroyo La Vaca, punto 26 está muy contaminada (Anejo I, Tabla A1.9). De manera general se puede comprobar que prácticamente las aguas superficiales de la región analizada no cumplen los requisitos de agua potable al menos para la fecha y las condiciones en que se ha realizado este muestreo. 5.3. Hidrología subterránea En este capítulo se presentan en primer lugar las diferentes unidades acuíferas existentes en el territorio, sus principales características y funcionamiento hidrogeológico. �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 141 Desde el punto de vista hidrogeológico, el municipio minero de Moa se encuentra en el sistema acuífero del macizo ofiolítico. En el sistema se diferencian las siguientes unidades hidrogeológicas (Adamovich y Chejovich, 1968, Terrero, 1986, De Miguel, 1998a) (Figura 5.6). I) Acuífero aluvial, representado por la Formación Río Macio. II) Acuífero de las rocas vulcano-sedimentarias, representado por la Formación Quiviján y Sabaneta. III) Acuífero de las rocas ultramáficas (peridotitas, harzburgitas serpentinizadas y gabros) IV) Acuífero representado por la Formación Punta Gorda. Los trabajos ejecutados en la zona presentan en su mayoría un carácter regional y general; en ellos se trata fundamentalmente la composición de las aguas, con fines de determinar su calidad y cantidad, para el abastecimiento de la población y la industria. De los acuíferos, los más estudiados son el acuífero aluvial en primer lugar (INRH, 1983, 1986; Terrero, 1986; Proenza et al., 1994; De Miguel, 1993, 1996, 1998a, 1998b) y las rocas ultramáficas en segundo lugar (Adamovich y Chejovich, 1968, Buguelsky y Formell, 1967, 1973a y 1973b; Trutie, 1988; De Miguel, 1998, Toirac, 1997). En nuestro trabajo, el estudio hidrogeológico se centra en la cuenca hidrográfica del río Moa, con énfasis en el acuífero aluvial ubicado en la terraza aluvial del río Moa (Figura 5.7). 5.3.1. Inventario de puntos de agua En el área se han inventariado, pozos, piezómetros y manantiales con una distribución muy irregular (Figura.5.6). Hay que señalar además, que el número de perforaciones, pozos criollos y pozos en áreas mineras ejecutados son aproximadamente de unos 9 por hectárea de yacimiento de níquel y cobalto explotado, pero son pozos que se caracterizan por ser de muy poca profundidad y pocos alcanzan los 50 m (INRH, 1986) (Anejo I). En realidad, el conjunto de pozos perforados en el municipio de Moa con fines hidrogeológicos no supera ninguno la profundidad de los 50 m, aspecto este que dificulta el establecimiento de los límites de las diferentes unidades acuíferas en profundidad. �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 142 9 Figura 5.6A. Materiales geológicos constituyentes del sistema acuífero y situación de los puntos agua (INRH, 1983). 1) Sedimentos Aluviales (Formación Río Macio), 2) Gabros del complejo ofiolítico, 3) Formación Quiviján y 4) Formación Sabaneta, 5) Ultramáficas, 6) Formación Punta Gorda, 7) Ríos, 8) Fallas y 9) Punto de agua. En el recuadro se presenta en la Figura 5.6B. 5.3.2. Acuífero de las rocas ultramáficas El estudio de las aguas del acuífero de las rocas ultramáficas se ha desarrollado fundamentalmente mediante el muestreo de manantiales y pozos mineros. Los diversos trabajos realizados en el área (Kudelasek y Zamarsky, 1971; Buguelsky y Formell, 1967, 1973a, 1973b; INRH, 1986, Trutie, 1988) se han centrado en estudiar los mecanismos hidrogeoquímicos que han dado lugar al desarrollo de los yacimientos lateríticos, la composición química del agua y control de la evolución piezométrica, ensayos de bombeo e inyección o vertimiento en pozos y evaluación de la calidad de las aguas. �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 143 Figura 5.6B. Esquema de las unidades acuíferas de un sector del municipio de Moa marcado en la Figura 6.A. 1-Presas de residuos, 2- Acuífero aluvial, 3-Barrera coralina, 4- Área de afloramiento de lateritas, 5- Acuífero rocas ultramáficas, 6- Nivel del agua y 7- Dirección del flujo subterráneo. 5.3.2.1. Características geométricas El acuífero de las rocas ultramáficas ocupa más del 60% del área de estudio (INRH, 1983). La potencia de los materiales ultramáficos es variable y se le atribuyen espesores superiores a los mil metros. Los límites se toman convencionalmente como la divisoria de las aguas de las diferentes corrientes de aguas superficiales al sur, este y oeste, mientras que al norte se toma el Océano Atlántico, donde se desarrollan las zonas pantanosas como resultado de la descarga de las aguas subterráneas. En el área de estudio, los límites laterales que se asumen convencionalmente están representados por las cuencas hidrográficas de los ríos Moa, Cabañas, Yagrumaje, Cayo Guam, etc. No es posible definir un límite en profundidad, pues en realidad se desconoce el corte geológico y el espesor saturado, según los estudios del INRH, (1983) puede estar entre los 90 y los 600 m. Sobre un área aproximada del 25-30% de la superficie se desarrolla la corteza laterítica con un espesor variable entre los 5 y los 30 m, siendo la media de 10 m (Lavaut, 1998). El flujo del agua en la corteza laterítica es a través del medio poroso granular y en las rocas ultramáficas a través de un medio fracturado. En nuestro estudio nos centraremos en la cuenca hidrográfica del río Moa y sus afluentes. 5.3.2.2. Superficie piezométrica �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 144 La información existente sobre el estudio y evolución de los niveles piezométricos en los acuíferos de la región es escasa. En realidad solamente existe un estudio donde se ha confeccionado un mapa piezométrico para un sector de la región (INRH, 1983). A escala regional la superficie freática del acuífero de las rocas ultramáficas reproduce prácticamente la topografía del terreno. La conexión río-acuífero en el área se caracteriza por la presencia de ríos efluentes. En el mapa piezométrico se observa la presencia de varios domos piezométricos indicativos de la presencia de una divisoria de las aguas (Figura 5.7). De acuerdo con los estudios del INRH, (1983, 1986) y Trutie (1988), la variación estacional de las condiciones climáticas modifica poco la dirección del flujo regional debido a que en el área de las rocas ultramáficas no se efectúa prácticamente ninguna extracción de agua subterránea. En la Figura 5.8, se aprecia la variación de los niveles piezométricos en dos pozos situados en la corteza laterítica y en las rocas ultramáficas. Se puede comprobar que las fluctuaciones de los niveles piezométricos del pozo ubicado en la corteza laterítica son mucho menores que las que se producen en el pozo que está situado en rocas ultramáficas al sur del área. En el caso de las lateritas las fluctuaciones son inferiores a los 5 m. Ambos registran los mayores descensos en los meses más secos del año (julio y agosto). 5.3.2.3. Parámetros hidráulicos La caracterización de los parámetros hidráulicos de las ultramáficas se realizó fundamentalmente a partir de los trabajos de Adamovich y Chejovich, (1964), Terrero, (1986) y Trutié, (1988). De acuerdo con estos resultados la porosidad de las rocas ultramáficas se debe a la fracturación y se estima entre un 3 y 10%, la permeabilidad (k) oscila entre 3-20 m/día, y la transmisividad (T) entre 30-840 m2/día. El gradiente hidráulico (i) se encuentra entre 0.036-0.089, encontrándose los mayores valores del gradiente hidráulico en el área de la cuenca hidrográfica del Río Moa. La dirección predominante del flujo es SE-NW, estando los cambios de la dirección del flujo condicionados por la tectónica del territorio (Trutie, 1988). �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea Pantanos 145 Aluvial Presa de residuos Ultrabasitas a) Isopiezas y b) dirección del flujo Figura 5.7. Mapa piezométrico de un sector del Municipio de Moa (INRH, 1983). El recuadro indica el sector del acuífero aluvial estudiado (ver Figura 5.10) 85 Niveles piezométricos (m) Niveles piezométricos pozo 86, en ultrabasitas Niveles piezométricos pozo 63, en laterítas 80 75 70 65 60 E F M A M J J A S O N D Meses Figura 5.8. Oscilaciones piezométricas para el año 1987 en el acuífero de las rocas ultramáficas. Pozo 86 en ultramáficas y pozo 63 lateritas (Trutie, 1988 ). �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 146 La parte superior de la corteza laterítica presenta una porosidad entre 20-60%, con un espesor saturado entre 5-15 m. La permeabilidad (k) es mucho menor y varía entre 0.15-5.6 m/día, mientras que la transmisividad (T) oscila entre 0.13 y 4.2 m2/día y el gradiente hidráulico entre 0.01 y 0.02 (Trutie, 1988, De Miguel, 1998a). 5.3.3. Acuífero aluvial Este acuífero se corresponde geológicamente con La Formación Río Macio de edad Eoceno, ubicada en las terrazas del río Moa y compuesta por los depósitos aluviales que conforman la terraza aluvial. Los diferentes estudios hidrogeológicos efectuados (INRH, 1983, 1986) se centran en un área muy concreta al sur de la terraza del río Moa donde se realiza la extracción de agua para el abastecimiento de la población de Moa. En los materiales geológicos que forman el acuífero es posible diferenciar distintas capas de gravas, limos y arcillas de diferentes espesores (Figura 5.9). Las fases minerales que forman el material aluvial son goethita y hematita, y en menor medida gibbsita, serpentinita y minerales arcillosos como la montmorillonita y la saponita (INRH, 1986). En la capa superior del aluvial se encuentran contenidos de materia orgánica que pueden llegar al 1.5% en peso. Estos materiales se describen con mayor detalle en apartado de geología del Capítulo 1. 5.3.3.1. Características geométricas El acuífero aluvial se localiza en las terrazas del río Moa y ocupa un área superficial de 10 km2. Los límites laterales se corresponden al este con el área de afloramiento de la Formación Punta Gorda, al oeste y al sur con el contacto de las rocas ultramáficas, y al norte el Océano Atlántico. Está prácticamente aceptado que las rocas ultramáficas actúan como límite inferior, sobre el que se encuentran los materiales sedimentarios que conforman el acuífero aluvial. Como límite superior se encuentra una capa de arcilla y limos de una potencia media de 4 m. El espesor saturado de este acuífero es de 12 a 35 m, incrementando su espesor hacia la costa (INRH, 1983). �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 147 Ultramáficas Figura 5.9. Mapa geológico con la ubicación de la terraza aluvial del río Moa y perfil geológico (INRH, 1983). El recuadro aparece dibujado en la Figura 5.10. 5.3.3.2. Superficie piezométrica En el acuífero aluvial el flujo es predominantemente SE-NW y las isopiezas reproducen la topografía del terreno. Se puede apreciar en la Figura 5.10 que en los mapas piezométricos para distintos períodos de tiempo se mantiene una distribución similar de las isopiezas, con la única modificación significativa provocada por los bombeos en el sector sur del acuífero. Como se puede ver en la Figura 5.10B, en este sector del acuífero aluvial la variación del flujo regional (SE-NW) está condicionada por la afección al río Moa producida por los bombeos y el flujo provocado por la variación del nivel debida a la recarga de la presa de residuos. �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 148 Figura 5.10. Superficie piezométrica del acuífero aluvial. A) Noviembre de 1983 (INRH). B) Noviembre de 1996. La situación de esta área aparece en el recuadro de la Figura 5.9. En esta área los descensos oscilan entre 2-3 m y ocasionalmente pueden llegar a 5 m (Figura 5.11). Al igual que en las rocas ultramáficas, el nivel del aluvial está condicionado por la variabilidad temporal de las precipitaciones; en el sector sur la variación está condicionada en mayor medida por los bombeos realizados para el abastecimiento de la población e industria, que provocan un pequeño cono de depresión. El bombeo para el abastecimiento se realiza en los pozos 1, 2, 3 y11. 10 Niveles piezométricos (m) Niveles año 1978 en Pozo 7 acuífero aluvial 8 6 4 2 0 E F M A M J J A S O N D Meses Figura 5.11. Evolución piezométrica durante el año 1978 (INRH, 1983) del pozo 7 acuífero aluvial (ver Figura 5.10). 5.3.3.3. Parámetros hidráulicos Los parámetros hidráulicos del acuífero aluvial proceden de ensayos de bombeo realizados en noviembre de 1986 por el INRH en la terrazas del río Moa (Tabla 5.1). Se estima que el valor �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 149 de la permeabilidad del acuífero aluvial oscila entre 28 y 134 m/día, la porosidad total entre 15 y 30 % y el gradiente hidráulico entre 0.002-0.026. Tabla 5.1. Principales características hidrogeológicas de las diferentes unidades acuíferas presentes en el área de estudio. Acuífero Símbolo Aluvial Capa de arcilla Aluvial Permeabilidad (m/día) k 2 Transmisividad (m /día) T Gradiente i Porosidad (%) η Espesor saturado (m) b Niveles piezométricos (m) respecto a metros sobre el nivel del mar Referencias 0.14-0.15 0.12-0.13 35-50 Rocas ultramáficas Ultramáfica Laterita s s 28-134 3-20 0.15-5.6 700-3350 30-840 0.13-4.2 0.0210.036-0.089 0.01-0.02 0.026 15-30 3-10 20-60 12-35 90-600 1.5-20 1.5-4.9 2-13.7 2.82-13 INRH, (1986) Trutie, (1988) 5.3.4. Funcionamiento hidrogeológico 5.3.4.1. Recarga La recarga del sistema compuesto por el acuífero de las rocas ultramáficas y el aluvial es debido a la infiltración de las aguas meteóricas y se estima un valor medio entre 400 y 450 mm/año (Rodríguez et al, 1998) considerando un período de estudio de 10 años y de acuerdo al método de balance de cloruros. Además, existe una pequeña recarga inducida en el acuífero aluvial provocada por las presas de residuos metalúrgicos y los recursos atraídos del río Moa, en la zona de bombeo. En la Figura 5.12, se representan las distribuciones de las precipitaciones mensuales para el año 1987 en los tres pluviómetros existentes en el área de estudio y la variación de los niveles piezométricos en dos pozos, en las rocas ultramáficas y en la corteza laterítica. Se observa que la variación mensual de los niveles piezométricos está estrechamente relacionada con la variación y distribución de las precipitaciones mensuales. 5.3.4.2. Descarga �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 150 Las descargas del sistema hidrogeológico formado por el acuífero de las rocas ultramáficas y el acuífero aluvial se produce a través de una serie de manantiales que drenan a las aguas superficiales (Río Moa, Cabaña y los arroyos Los Lirios y La Vaca), los pantanos de la costa norte, drenaje subterráneo al mar (Figura 5.7, 5.10 y 5.13) y las salidas por bombeo. 400 Precipitación (mm) Pluviómetro Moa Pluviómetro Calentura 300 Pluviómetro Arroyo Bueno 200 100 0 E F M A M J J A S O N D Meses 85 Niveles piezométricos (m) Niveles piezométricos pozo 86, en ultrabasitas Niveles piezométricos pozo 63, en laterítas 80 75 70 65 60 E F M A M J J A S O N D Meses Figura 5.12. Relación entre la variación de los niveles piezométricos y la distribución de las precipitaciones en el área de estudio en 1987. A) Precipitaciones en los tres pluviómetros del área de estudio (INRH, 1986a, 1986b). B) Niveles piezométricos en las ultramáficas y lateritas (Trutie, 1988). 5.3.4.3. Balance El balance que presentamos a continuación fue realizado para todo el acuífero aluvial por el INRH, (1988). Para la determinación del mismo consideraron diferentes hipótesis. Los límites laterales convencionalmente tomados fueron al este la formación Punta Gorda y al oeste y al sur las rocas ultramáficas, mientras que al norte se estableció la línea de costa con el Océano Atlántico. El área de descarga del acuífero aluvial al mar se consideró de 12 km de longitud y �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 151 con un espesor saturado medio de 25 m. La lluvia útil para un periodo de 10 años es de 400 mm/año. La longitud de recarga del río al acuífero en el área afectada por los bombeos es de 500 m. La permeabilidad media del acuífero aluvial de 75 m/día, el gradiente hidráulico de 0.026 y la porosidad del 25%. El área de las presas de residuos es de 6 km2 y la permeabilidad saturada de la presa de residuos de 1x10-8 m/s. Por otra parte, el espesor medio saturado en el interior de las presas fue de 4 m y la porosidad media del 63%. Las extracciones por bombeo estimadas fueron de 8 hm3 al año y unas variaciones del almacenamiento ∆R = ±6 hm3 . Considerando los valores anteriormente indicados obtuvieron el balance para el acuífero aluvial que se muestra en la Figura 5.13, correspondiente a un año medio. Recarga presa de residuos y de agua 1 hm3 Recarga acuífero ultrabasitas 22 hm3 Recarga inducida del Río Moa 3 hm3 Recarga de la Lluvia 4 hm3 Entradas Acuífero aluvial 62 hm3±∆R=0 Salidas Extracciones por bombeo 8 hm3 Descarga al Mar, al río Moa y los pantanos 22 hm3 Figura 5.13. Representación esquemática del balance hidrológico en el acuífero aluvial considerando un año medio (INRH; 1988). 5.3.5. Características físico-químicas de las aguas subterráneas En este apartado se describen los resultados de los análisis de las aguas subterráneas muestreadas durante la campaña de campo, realizada en noviembre de 1996, correspondiente a los acuíferos aluviales y al de las rocas ultramáficas. Los datos de las diferentes propiedades físico-químicas se muestran en el Anejo I. El objetivo de este apartado es señalar las �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 152 principales características físicas, químicas y las sales disueltas que controlan la composición química de las aguas subterráneas y su posible origen. Turbidez: en el acuífero de las rocas ultramáficas se encuentra con valores cercanos a la unidad 1 ppm de SiO2. En las aguas subterráneas del acuífero aluvial se han encontrado valores superiores a 2 ppm de SiO2 (puntos 12 al 17), lo que al parecer es un indicativo de la existencia de materiales coloidales en el medio. Conductividad: en el agua del acuífero de las rocas ultramáficas oscila entre 100 y 500 µS/cm y para el aluvial entre 200 y 7300 µS/cm. Los valores más altos de la conductividad se asocian con las muestras de los pozos del 12, 13, 14, 16 y 17 cercanos a la presa de residuos del proceso metalúrgico SAL, estas muestras de agua son las más ricas en sulfato, magnesio y metales disueltos. pH: los valores para el acuífero de las rocas ultramáficas y del aluvial no afectadas por los vertidos de las aguas residuales oscilan entre 6.7 y 8.2. En el acuífero aluvial los valores más bajos se encuentran en los pozos cercanos a la presa de residuos II (Figura 5.14). Alcalinidad: los valores en las aguas de las rocas ultramáficas oscilan entre 1 y 5 meq/L. En las aguas del aluvial varía entre 1 y 6 meq/L, pero se aprecia un incremento a medida que nos acercamos a la presa de residuos (Figura 5.14). Dureza: la dureza de las aguas subterráneas se debe fundamentalmente a la presencia del magnesio. En las aguas de las rocas ultramáficas es de 1-3 meq/L; en el aluvial presenta un amplio rango de variación, con valores entre 1.7 y 103 meq/L, situándose los valores más elevados en los pozos cercanos a la presa. Oxígeno disuelto: para las rocas ultramáficas el contenido de oxígeno disuelto es superior a 1.5 mg/L. En el caso de las aguas del acuífero aluvial se ha encontrado la presencia de oxígeno disuelto en concentración superior a 1.5 mg/L. De acuerdo con el contenido de oxígeno, puede considerarse que en los acuíferos existe un medio oxidante. �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 153 DQO: en las aguas del acuífero aluvial es baja entre 0.2-0.7 mg/L lo que denota que no existe Alcalinidad (meq/L de HCO3=) prácticamente materia orgánica ni metales que puedan ser oxidados. 8 6 4 2 0 0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 8.5 pH 8.0 7.5 7.0 6.5 Distancia a la presa (m) Ptos 1-6 Ptos 7-10 Ptos 12-17 Figura 5.14. Variación del pH y la alcalinidad en el área del acuífero aluvial estudiada en función de la distancia a la presa del residuo SAL. TSD: en las aguas de las rocas ultramáficas es muy bajo con concentraciones entre los 50 y 250 mg/L. En las aguas del acuífero aluvial el total de sales disueltas se incrementa a medida que nos aproximamos a la presa del residuo SAL, en los puntos del 12 al 17 supera los 2000 mg/L, siendo los elementos mayoritarios el sulfato y el magnesio. La representación de la relación entre conductividad y TSD para el acuífero aluvial muestra la existencia de tres grupos de aguas según su mineralización y grado de contaminación (Figura 5.15). El grupo 1 está representado por los pozos 1 al 6 y 11, el grupo 2 por los pozos 7 al 10 y el grupo 3 por los pozos del 12 al 17. Calcio (Ca): en las aguas subterráneas de las rocas ultramáficas su presencia está asociada a la meteorización de los diques de gabros existentes en las rocas ofiolíticas y específicamente a la disolución de la plagioclasa. La concentración en las aguas de las rocas ultramáficas es muy baja con valores entre 3 y 4 mg/L generalmente. En el acuífero aluvial es muy variable, �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 154 entre 14-201 mg/L. La mayor concentración en el acuífero aluvial se presenta en los pozos cercanos a la presa del residuo (Figura 5.16). Conductividad (mhom/cm) 2.0 1.5 3 1.0 2 1 0.5 y = 0.0018x - 0.1505 R2 = 0.98 0.0 0 200 400 600 800 1000 1200 TSD (mg/L) Figura 5.15. Relación entre la conductividad y el total de sólidos disueltos (TSD) en el acuífero aluvial. Magnesio (Mg): la concentración en las aguas subterráneas de las rocas ultramáficas es baja con rangos entre 9-10 mg/L y procede de los procesos de meteorización de los feldespatos magnésicos (olivino, ortopiroxenos, clinopiroxenos). El contenido de magnesio en el acuífero aluvial se incrementa en la misma medida que nos acercamos a la presa de residuos, donde la concentración de magnesio supera los 1000 mg/L (Figura 5.16). Sodio (Na): su origen es debido fundamentalmente a las precipitaciones atmosféricas. Este elemento sufre un proceso de concentración por la evaporación que tiene lugar en el área de estudio. La concentración en las aguas subterráneas de las rocas ultramáficas es de 6 a 7 mg/L. En el acuífero aluvial la concentración es variable, entre 4-37 mg/L, incrementando su valor a medida que nos acercamos a la presa de residuos (Figura 5.16). Potasio (K): el aporte a partir del agua de lluvia es pequeño, entre 0.06-0.08 mg/L. La concentración en las aguas subterráneas de las rocas ultramáficas es inferior a 1 mg/L. En las aguas del acuífero aluvial su concentración es generalmente inferior a 1.5 mg/L. La baja concentración es debida a los procesos de intercambio y al ser fijado por el material arcilloso que se encuentra en la corteza laterítica y el acuífero aluvial. Bicarbonato (HCO3): procede de la hidrólisis de los silicatos de las rocas ultramáficas, junto con el CO2 que acompaña las aguas meteóricas y la incorporación del CO2 atmosférico. En las rocas ultramáficas su concentración es generalmente inferior a los 200 mg/L, ocasionalmente �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 155 aparecen puntos de agua con concentraciones de hasta 500 mg/L. La concentración en el acuífero aluvial es variable, entre 118 y 421 mg/L, incrementando su valor a medida que nos acercamos a la presa de residuos. (Figura 5.16). 450 60 Cl- HCO3= 6000 SO4= 400 5000 50 Concentración (mg/L) 350 4000 300 40 250 3000 30 200 2000 150 20 100 1000 10 50 0 0 0 0 200 0 400 250 200 250 200 Ca2+ 200 200 150 150 400 10000 Na2+ Concentración (mg/L) 0 400 Mg2+ 1000 100 100 100 50 50 0 10 1 0 0 200 400 Distancia a la presa (m) 0 200 400 Distancia a la presa (m) 0 200 400 Distancia a la presa (m) Figura 5.16. Concentración de los elementos mayoritarios en el agua del acuífero aluvial en función de la distancia a la presa de residuos del proceso de lixiviación ácida. Sílice (SiO2): la sílice presente en las aguas es el resultado de los proceso de meteorización a que están sometidos los silicatos que conforman las rocas ultramáficas del área de estudio (olivino, ortopiroxeno, clinopiroxenos y piroxeno). La concentración varía entre 7 y 112 mg/L en las aguas subterráneas de las rocas ultramáficas y entre los 13-27 mg/L en las aguas del acuífero aluvial. Cloruro (Cl): el origen del ión cloruro en las aguas subterráneas está asociado a las precipitaciones atmosféricas y su concentración por evaporación en el terreno. La �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 156 concentración en las aguas subterráneas de las rocas ultramáficas es 11 y 18 mg/L, mientras que en el acuífero aluvial varía entre 13 y 51 mg/L. La existencia de una concentración mayor en los puntos del acuífero aluvial en la medida que nos acercamos a la presa de residuo del proceso SAL, se debe a la recarga inducida de los lixiviados de ésta (Figura 5.16). Sulfato (SO4): en las aguas subterráneas de las rocas ultramáficas procede fundamentalmente de la precipitación atmosférica y su concentración por procesos de evaporación. Pequeñas cantidades de sulfato pueden deberse a la oxidación de los sulfuros diseminados en las peridotitas y harzburguitas entre los que se encuentran la pirrotita (Fe1-xS), pentlandita (S8(Fe,Ni)9), cubanita (Cu2FeS2), calcopirita (CuFeS2) y en menor medida calcosina (SCu2). Es probable que las emanaciones gaseosas de los procesos metalúrgicos desarrollados en el área constituyan otra fuente que aporte sulfato al medio. La concentración de sulfato en el acuífero de las rocas ultramáficas es de 3 a 9 mg/L, mientras que en el acuífero aluvial presenta amplios rangos de concentración variando desde 200 a 4800 mg/L. Nitrato (NO3): las concentración de nitrato no son importantes en ninguno de los puntos de muestreo. En las aguas subterráneas no contaminadas se han encontrado valores superiores a los 12 mg/L. En los puntos 38, 39 y 40 se aprecian concentraciones superiores a los 20 mg/L, esta concentración puede estar asociada con la recarga que provoca la presa de residuos sobre el acuífero. El flujo regional procedente de las aguas subterráneas de las rocas ultramáficas que descargan en el acuífero aluvial al parecer provoca un efecto regulador sobre la composición química de las aguas del acuífero aluvial en los puntos de muestreo (7, 8, 9 y 10), donde se observa una diferencia importante en la concentración de los elementos mayoritarios en comparación con los puntos del 12 al 17. Si analizamos la Figura 5.16, al parecer el efecto de la recarga inducida sobre el acuífero aluvial se limita a los primeros 100 m, en lo que probablemente tenga cierta influencia la convergencia de los tres flujos en el área de bombeo: el flujo regional, el de la presa de residuos y el de los recursos atraídos por el bombeo desde el río Moa. �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 157 5.3.6. Clasificación de las aguas subterráneas De acuerdo a la concentración de las especies mayoritarias las aguas subterráneas de las rocas ultramáficas se clasifican como bicarbonatadas magnésicas (Figura 5.17). Para el acuífero aluvial en función de los elementos mayoritarios, se pueden distinguir dos tipos de aguas: bicarbonatado-magnésicas (puntos 1, 2, 3, 4, 5, 6 y 11) y sulfatado-magnésicas (puntos 7, 8, 9, 10, 12, 13, 14, 15, 16, y 17) (Figura 5.18). Figura 5.17. Diagramas de Stiff modificados para las aguas del acuífero de las rocas ultramáficas, Moa (Noviembre de 1996). De acuerdo a la dureza las aguas subterráneas de las rocas ultramáficas se clasifican como aguas blandas de muy baja mineralización. En el acuífero aluvial se pueden diferenciar 4 grupos de muestras formados por los puntos 1 al 7 aguas blandas, 8 y 9 ligeramente duras, 10 moderadamente dura, el resto (puntos 12 al17) muy duras. �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 158 De acuerdo con el TSD, las aguas subterráneas de las rocas ultramáficas se clasifican como aguas dulces, mientras que en el acuífero aluvial se pueden diferenciar dos grupos: aguas dulces, con una mineralización menor de 2000 mg/L (puntos 1,2,3,4,5,6,7,8,,9,10 y 11) y salobres las que presentan una mineralización mayor a 2000 mg/L (puntos 12 al 17). Según el contenido de sulfatos, el agua del acuífero aluvial los puntos 12,13,14,16 y 17 se clasifican como selenitosas. Figura 5.18. Diagramas de Stiff modificados para las aguas del acuífero aluvial y tres puntos de las aguas superficiales del río Moa (Noviembre de 1996). 5.3.7. Análisis de la contaminación de las aguas subterráneas Este apartado se centrará en la presencia de Cr, Ni, Mn, Fe, sulfato y Mg en las aguas subterráneas de las rocas ultramáficas y en el acuífero aluvial. El análisis de la concentración de los metales en las rocas ultramáficas nos permite establecer el fondo geoquímico natural correspondiente al Cr, Ni, Mn, Fe, SO4 y Mg, en segundo lugar analizaremos la contaminación del acuífero aluvial. El análisis de los diferentes contaminantes se realiza atendiendo a: �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea I) 159 Al fondo geoquímico natural (FGN), establecido en función de los resultados de diferentes trabajos previos a la actividad minero-metalúrgica. II) A los valores límites admisibles para agua potable (VLAP), establecidos por la Organización Mundial de la Salud (OMS). Los elementos estudiados (Ni, Cr, Mn, Fe, SO4 y Mg), presentan una estrecha relación con la mineralización de los materiales geológicos y los residuos de la zona, que en algunos casos presentan concentraciones por encima del VLAP. Por ello, el conocimiento del fondo geoquímico es de gran valor para poder diferenciar el aporte natural de los diferentes elementos del aporte antropogénico Se debe destacar, que no es objetivo de este trabajo el estudio de los procesos físico-químicos debido a la actividad de microorganismos que afecta el comportamiento de algunos metales. Según la literatura el Fe y el Mn, están afectados en muchos casos por la presencia de determinados tipos de bacterias acidofólicas y catalizadoras comunes para diferentes condiciones ambientales existentes en el planeta tierra, entre las que se pueden señalar géneros tales como Crenothrix, Lectotrhric, Gallionella (Viñals, 1981) y Thiobacillus Ferrooxidans (Fernández Rubio, 1981). Para el Cr se ha estudiado la existencia de más de 14 bacterias que pueden actuar en los procesos de oxidación-reducción de este elemento en diferentes condiciones ambientales (Fendorf et al., 2000). Mientras que se han hecho estudios de la biodegradación del Ni (Francis et al., 1996). 5.3.7.1. Metales pesados, hierro, magnesio y sulfato en las aguas subterráneas de las rocas ultramáficas: fondo geoquímico natural Se mencionarán aquí aquellos elementos de origen natural que se encuentran en las aguas subterráneas de las rocas ultramáficas en concentraciones apreciables y que en algunos casos son superiores al valor límite admisible para agua potable (VLAP), establecido por la OMS. Manganeso (Mn): la concentración varía entre 0.04-0.05 mg/L. Como se puede ver la concentración en las áreas no afectadas por la minería se encuentra muy cercana al VLAP (0.5 mg/L) y en algunos se encuentra en el límite admitido (Anejo I). �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 160 Níquel (Ni): en el acuífero de las rocas ultramáficas se presentan en concentraciones bajas con un valor medio de 0.02 mg/L, muy inferior al VLAP (0.5 mg/L). Hierro (Fe): las concentraciones de hierro total en las aguas de las rocas ultramáficas son inferiores a 0.08 mg/L, muy inferior al VLAP (1 mg/L). Su origen se debe a la disolución de los silicatos férricos, aunque es probable que parte de este hierro (Fe2+) se deba a la oxidación de los sulfuros existentes en las peridotitas. Cromo (Cr): la concentración de Cr en el agua de las rocas ultramáficas es de del orden de 0.001 a 0.002 mg/L, muy inferior al valor límite (0.05 mg/L). Cobalto (Co): se han detectado en las aguas subterráneas las rocas ultramáficas con valores de 0.004 mg/L. En este elemento no hay un límite mínimo definido aunque se asume el mismo que el del níquel. Aluminio (Al): se ha detectado pequeñas concentraciones en las aguas subterráneas de las rocas ultramáficas con valores entre 0.006-0.05. En este caso el límite no está establecido con claridad se establece normalmente 1 mg/L. Sulfato (SO4): la concentración de sulfato en las aguas subterráneas de las rocas ultramáficas varía entre 5 y14 mg/L, muy inferior al VLAP (250 mg/L). Magnesio (Mg): la concentración de magnesio en las aguas subterráneas oscila entre 8 y 50 mg/L, inferior al VLAP (150 mg/L). 5.3.7.2. Contaminación de las aguas subterráneas del acuífero aluvial En el acuífero aluvial se encuentran concentraciones de Cr, Ni, Mn, Fe, Mg y SO4 que sobrepasan en gran medida los valores existentes en las aguas subterráneas del aluvial antes de la construcción de la presa de residuos. En la Figura 5.19A se aprecia como la concentración de metales Cr, Ni, Mn e Fe en el acuífero aluvial decrece a medida que aumenta la distancia a la presa, como resultado de la dilución de la pluma contaminante por el �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 161 flujo del agua subterránea y la retención de los metales por la matriz del medio poroso del acuífero. Cromo: la presencia de cromo hexavalente (CrVI) ha sido detectada en todos los puntos de agua muestreados, con valores entre 0,01-1,60 mg/L. La concentración de Cr supera el VLAP (0.05 mg/L) en los puntos 8, 10, 11, 12, 13, 14,16 y17 (Figura 5.19A). Su presencia es debida al lixiviado de la presa de residuos y es posible que su movilidad esté facilitada por la existencia de un medio oxidante en el acuífero. Puede ser adsorbido en la superficie de los óxidos de Fe y Mn en forma coloidal (compuestos amorfos), presentes en la matriz del medio poroso y en el agua del acuífero. La solubilidad del Cr(VI) está controlada fundamentalmente por los valores del pH, en la medida que aumenta el pH disminuye su concentración. Manganeso (Mn): la concentración de manganeso en el acuífero aluvial oscila entre 2,1 y 8,3 mg/L. Todas las muestras del acuífero aluvial presentan una concentración superior al VLAP (0.5 mg/L). Dado que la solubilidad del Mn es limitada para pH>6 (Viñals, 1981, Fernádez Aller, 1981, Weng, et al.,1994), es muy probable que la mayor parte de este elemento pueda encontrarse en forma de partículas coloidales (materia amorfa). La existencia de manganeso en las aguas subterráneas puede tener su origen en el manganeso amorfo presente en el corte laterítico desarrollado sobre las rocas ultramáficas de la región. La presencia de manganeso amorfo en las lateritas de la región de Moa ha sido reportada por diferentes investigadores (Rojas y Orozco, 1994, Almaguer, 1995, Barros et al., 2001). Níquel (Ni): los valores en el acuífero aluvial se incrementan en dirección opuesta a las líneas de flujo con valores entre 0,01 y 0,09 mg/L. La concentración de Ni en los puntos 12, 13, 14 y 17 es superior al VLAP (0.05 mg/L). La solubilidad del Ni es limitada para pH mayor que 6 (Fernández Aller, 1981, Día et al., 2000), puede ser que parte de éste se mueva asociado a partículas coloidales. Hierro(Fe): la concentración en el acuífero aluvial afectado por los lixiviados de las escombreras de residuos presenta grandes rangos de variación. Para el Fe2+ entre 0.035 y 0.44 mg/L. El Fe3+ no se encuentra en ninguna de las aguas estudiadas en la zona debido a que precipita como hidróxido a pH≥4.3 (Viñals, 1981, Fernández Aller, 1981). El hierro total se �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 162 encuentra con concentraciones entre 0,02 y 5,1 mg/L. Las concentraciones de hierro total en las aguas es superior al VLAP (1 mg/L) en los puntos 7, 8, 9, 10, 11, 12, 13, 14, 16 y 17. 6 Concentración (mg/L) Fe(Total) 4 2 0 0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 10.0 Concentración (mg/L) Cr6+ 1.0 0.1 0.0 0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 10 Concentración (mg/L) Mn 8 6 4 2 0 0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 0.10 Concentración (mg/L) Ni 0.08 0.06 0.04 0.02 0.00 0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 Distancia a la presa (m) Ptos 1-6 Ptos 7-10 Ptos 12-17 VLAP FGN �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 163 Figura 5.19A. Variación de la concentración de los principales contaminantes en el acuífero aluvial (Ni, Fe, Mn, Cr). Línea continua valor límite admisible (VLAP) y línea discontinua fondo geoquímico natural (FGN). En la Figura 5.19B se representa la concentración de los contaminantes metálicos Cr, Ni, Mn y Fe de acuerdo con la ecuación 5.1, donde FGN, es el fondo geoquímico natural del metal analizado, Cwac, del metal analizado en el agua del acuífero aluvial y Cwre, concentración del metal analizado en el agua intersticial del residuo. (Cwac-FGN)/Cwre-FGN) (5.1) �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 164 (Cwac-FGN)/(Cwre-FGN) 0.10 Mn 0.05 0.00 10 Di (Cwac-FGN)/(Cwre-FGN) 0.10 i 100 l 1000 ( ) Ni 0.05 0.00 10 100 1000 (Cwac-FGN)/(Cwre-FGN) 1.00 Cr 0.50 0.00 10 100 1000 (Cwac-FGN)/(Cwre-FGN) 1.00 Fetotal 0.50 0.00 10 100 Distancia a la presa (m) 1000 Figura 5.19B. Normalización de la distribución de los contaminantes metálicos en el acuífero aluvial. La Figura 5.19A, permite apreciar que la movilidad de los contaminantes en el acuífero es diferente, siendo en el caso del Cr en el que se aprecia una marcada diferencia entre los pozos situados al lado de la presa (primeros 40 m) y el resto de los pozos en el aluvial, como cabria esperar. En todos los casos se observa que el incremento es exponencial en la medida que nos acercamos a la presa de residuos. �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 165 Sulfatos (SO4): para los puntos 12, 13, 14, 16 y 17 cercanos a la presa de residuos la concentración es muy elevada (1800-4800 mg/L). La alta concentración de sulfato está favorecida por la presencia de altas concentraciones de Mg que incrementa notablemente su solubilidad (Custodio, 1983b). En los puntos 8, 9, 10, 12, 13, 14, 16 y 17 el valor medio de sulfato supera ampliamente el valor límite admisible para agua potable (VLAP) que es de 400 mg/L. Magnesio (Mg): se observa contaminación en los pozos 8, 9, 10, 12, 13, 14, 16 y 17, próximos a la presa de residuos, con valores de concentración entre 430 y 1150 mg/L. El Mg y SO4 constituyen los elementos mayoritarios en el área del acuífero con mayor influencia de la recarga inducida de las aguas de la presa de residuos. El análisis de la relación existente entre los diversos contaminantes muestra que para el Mg y SO4 es prácticamente lineal (Figura 5.20). En la Figura 5.21 donde se representa: Ni vs Fe, Ni vs Mn, Mn vs Cr y SO4 vs suma de todos los metales, se observa la existencia de una cierta correlación y la formación de tres grupos de agua, que quedan muy bien diferenciados en el gráfico del Cr vs Mn: 1400 R2 = 0,976 1200 Mg (mg/L) 1000 800 600 Ptos 1-6 Ptos 7-10 Ptos 12-17 400 200 0 0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 SO4 (mg/L) Figura 5.20. Relación entre la concentración de sulfato y de manganeso en el acuífero aluvial. I) representado por los pozos que se encuentran más cerca de la presa (puntos 12, 13, 14, 16 y 17), II) los pozos (7, 8, 9 y 10) situados en el área de influencia del bombeo y de la recarga de la presa de residuos y III) los puntos de pozos ubicados en las proximidades del río Moa (puntos 1 al 6) (Figura 5.21). �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 166 10 6 5 8 Fe (mg/L) Mn (mg/L) 4 6 4 3 2 2 1 0 0.00 0.05 0 0.00 0.10 0.05 Ni (mg/L) 0.10 Ni (mg/L) 10.0 10000 I 1000 Cr (mg/L) SO4 (mg/L) 1.0 100 II 0.1 10 III 0.0 1 0 5 10 15 20 0 Ptos 1-6 2 4 6 8 10 Mn (mg/L) Fe+Ni+Mn+Cr (mg/L) Ptos 12-17 Ptos 7-10 Figura 5.21. Relación entre los diferentes contaminantes del agua subterránea del acuífero aluvial. Los puntos de muestreo con mayor concentración de sulfatos presentan los mayores valores de concentración en Ni, Cr, Mn e Fe. Se puede apreciar además que existe una buena correlación entre el sulfato y la suma de los diferentes metales presentes en el agua. Para todos los puntos muestreados se pueden llegar a diferenciar dos grupos de aguas de acuerdo al grado de contaminación: I) puntos cercanos a la presa (8, 9, 10, 11, 12, 13, 14, 16 y17) y II) puntos del área de bombeo (1-7). �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 167 El hecho que no hayan precipitado los metales disueltos en el acuífero aluvial debido a las aguas ácidas que se infiltran desde la presas de residuos puede ser debido a que en las aguas subterráneas no se ha alcanzado la alcalinidad necesaria para su precipitación, o bien el que estén asociados a las partículas coloidales (menores de 0.45 micras, pues el agua fue filtrada por un filtro con ese tamaño de poros) existentes en el agua del acuífero. En la Figura 5.22 se muestran los resultados de diferentes campañas de muestreo realizadas en la zona en el período 1963-1996. Del análisis de la evolución de los principales elementos contaminantes (sulfato, níquel, cromo, manganeso e hierro) se aprecia que la contaminación del acuífero aluvial ha aumentado en los últimos 30 años debido a los procesos mineros. 1.E+05 Aguas subterráneas acuífero aluvial Concentración (mg/L) B 1963 1975 1986 1996 1.E+03 1.E+01 1.E-01 1.E-03 SO4 Ni CrVI Mn Fetotal Figura 5.22. Evolución de la concentración media de los principales contaminantes en el pozo 7, acuífero aluvial (datos del INRH). El efecto del vertido de la escombrera sobre la calidad de las aguas del acuífero aluvial en la zona de estudio a lo largo del tiempo se puede observar además en la Figura 5.23A. Desde 1975 el contenido en sulfatos del pozo 7 ha pasado de 7 mg/L (valor medio) a 201 mg/L en 1996. El mismo proceso se observa en el valor de la conductividad (Figura 5.23A), como cabría esperar. Este proceso puede estar acelerado por el proceso de explotación que se realiza en los pozos de abastecimiento, que han provocado una variación en las condiciones hidrodinámicas en un sector del acuífero. Considerando los resultados de la evolución del contenido de sulfato se puede apreciar que su concentración se incrementa a una media de 8 mg/L por año, indicativo del progreso de la contaminación a lo largo del tiempo. �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 168 500 Sulfatos (mg/L) Conductividad (mS/cm) 300 300 200 100 0 100 74 84 Años 94 74 84 Años 94 Figura 5.23A. Representación de la evolución de la contaminación de sulfatos y la conductividad en el pozo 7 (punto 7) acuífero aluvial (elaborado con datos del INRH 1975-1996). La elevada mineralización de las aguas, la alta concentración de metales pesados y sulfatos en el acuífero aluvial de las terrazas del río Moa, así como, la existencia de un gradiente de las concentraciones de los contaminantes siempre creciente en dirección a la presa de residuos, confirman el efecto producido por la recarga del lixiviado de los residuos que forman la presa. El pH de la fase líquida y su composición tienen una acción preponderante en el proceso de lixiviado, que puede estar favorecido por la existencia de grietas de retracción en la superficie del embalse que puedan constituir vías para el desarrollo de flujo preferencial. Conociendo que los procesos de contaminación son función de las características de la fuente contaminante y del tiempo de permanencia de los contaminantes en el medio, es previsible que la contaminación del acuífero continúe aumentando a lo largo del tiempo, debido al incremento del volumen de residuos vertidos a la presa y a las condiciones climáticas de la región que favorecen la infiltración de las aguas meteóricas (precipitación elevada y una recarga de más de 400 mm/año). 5.3.7.3. Origen de los metales pesados en el agua subterránea En la Figura 5.23B se muestran los resultados de los ensayos en Batch realizados con las muestras de roca, lateritas y residuos (relación 1:10). En todos los casos se aprecia la capacidad de los materiales naturales y los residuos metalúrgicos para lixiviar metales al ponerse en contacto con el agua. El residuo es el que presenta los mayores valores de masa �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 169 de metal lixiviada. Considerando estos resultados se puede observar la existencia de dos fuentes de metales: una de origen natural y otra antropogénica. Masa lixiviada (mg/kg) 100.0 Cr Ni Mn Fe 10.0 1.0 0.1 Dunita Gabro Harzburgitas Cromitita Saprolita Limonita Residuo (SAL) Figura 23B. Resultados de los ensayos Batch. Fuentes naturales de Cr, Ni, Mn e Fe De los cuatros metales que se encuentran en concentraciones que en determinados casos superan el VLAP, es de especial interés el Cr hexavalente y en segundo lugar el Ni, pues presenta un mayor riesgo ambiental debido a los efectos toxicológicos que desarrolla sobre los seres humanos (Furst, 1971; Hara and Sonada, 1979; Hyodo et al., 1980; Flessel et al., 1980; Fregert, 1981; Merian, 1991; Hermond and Fechner, 1994; Meyer et al., 1999). Cromo: Diversos autores han llamado la atención sobre la presencia Cr en los acuíferos localizados en áreas de afloramientos de rocas ultramáficas, y de las cortezas de meteorización asociadas (Vardaki y Kelepertsis, 1999; Whalley et al., 1999; Robles-Camacho y Armienta, 2000). Las rocas ultramáficas, comparadas con otros tipos de rocas, contienen concentraciones relativamente altas de Cr. En la zona de estudio, las rocas ultramáficas y sus productos de alteración son los materiales más abundantes, constituyendo una posible fuente natural de Cr. Los minerales principales que componen las rocas estudias son olivino, cromita, ortopiroxenos, clinopiroxenos y plagioclasa. De todas estas fases, las que presentan los mayores contenidos de Cr son, en orden decreciente, la cromita, el clinopiroxeno y el ortopiroxeno. La cromita de la cromitita, y la accesoria en la harzburgita, dunita y gabro presentan valores de Cr2O3, variables entre 36 y 46% en peso. Los clinopiroxenos tienen valores de Cr2O3 entre 0.90 y 1.53% en peso, mientras en los ortopiroxenos varía entre 0.47 y 0.54% en peso. En cambio, el olivino y la plagioclasa son fases muy pobres en Cr, normalmente sus contenidos están por debajo del límite de detección de la microsonda �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 170 electrónica. De todo lo anterior se deduce, en principio, que la fuente natural de Cr debe estar en las rocas que contienen mayor proporción de fases minerales portadoras de Cr (cromita y piroxenos). Los resultados obtenidos de los ensayos Batch indican que la roca que más Cr libera al medio hídrico es la cromitita, y le siguen en orden decreciente la dunita, el gabro y harzburgita (Figura 5.23B). La mayor liberación de Cr en la muestra de cromitita está en concordancia con su composición mineralógica, más de un 90% de cromita. En cambio, parece paradójico que las muestras de harzburgita y gabro que presentan una proporción modal importante de piroxenos cromíferos transfieran menos Cr al medio hídrico que la muestra de dunita que no presenta piroxeno en su composición. La respuesta a esta cuestión probablemente esté relacionada con el diferente comportamiento físico-químico de las cromitas y piroxenos. Sistemáticamente, las cromitas presentes en las muestras estudiadas tienen una aureola de alteración a ferricromita a favor de bordes de grano y fracturas (Proenza et al., 1997). Esta fase de alteración de la cromita se caracteriza por un incremento considerable en Fe3+ y está muy desarrollada en las cromititas y en las dunitas, en cambio es mucho menor en las harzburgitas. En estas últimas, las cromitas accesorias, suelen disponerse incluidas en ortopiroxenos preservándose totalmente inalteradas (Proenza et al., 1997, 1999b). Los resultados obtenidos en este trabajo evidencian una correlación directa entre el contenido de Cr liberado al medio hídrico y el grado de alteración a ferricromita que presentan las cromitas que componen los diferentes tipos litológicos estudiados. Estos resultados, son coherentes con las conclusiones obtenidas por Robles-Cacho and Armienta (2000). Estos autores sugieren que la desintegración de los bordes de ferricromita, dada su menor estabilidad físico-química, es el principal proceso geoquímico que incorpora cromo a los acuíferos encajados en las unidades ultramáficas de la Sierra de Guanajuato (México). En el caso de las muestras correspondientes a la corteza laterítica, las dos muestras analizadas liberan contenidos de Cr similares, siendo ligeramente superior en la muestra representativa de la zona limonítica. En la corteza laterítica, las cromitas también presentan un marcado grado de transformación a ferricromita (Friedrich et al., 1987), la cual constituye una fuente importante de liberación de Cr. Adicionalmente, estas muestras lateríticas se caracterizan mineralógicamente por presentar proporciones modales considerables de goethita (en la zona limonítica alcanza valores superiores al 60%), las cuales también potencialmente pueden �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 171 liberar Cr al medio hídrico. Esta fase puede albergar importantes contenidos de Cr en su estructura. Por ejemplo, Manceau et al. (2000) describen en goethitas naturales valores de hasta 0.73% en peso de Cr. Níquel: el origen natural del Ni en las aguas subterráneas asociado a rocas ultramáficas ha sido descrito por varios investigadores (Kudelasek y Zamarsky, 1971; Formell y Oro, 1980; Candela y Rodríguez, 1996; Vardaki and Kelepertsis, 1999), en todos los casos se trata de concentraciones muy bajas inferiores a 0.02 mg/L. De los minerales que componen el corte laterítico formado sobre las rocas ultramáficas es la goethita la que presenta mayor concentración de Ni (hasta 1.3% en peso) (Barnes and O´Neil,1978, Golightly, 1981; Rojas y Orozco, 1994). En las rocas ultramáfica los portadores de Ni son el olivino (0.4 - 0.5% en peso) y la serpentina (0.2-0.3% en peso). De acuerdo con los resultados de los ensayos Batch las muestras que mayor cantidad de Ni liberan al medio hídrico son las de la zona saprolítica en primer lugar donde el contenido de Ni puede llegar al 3% en peso (Golightly, 1981; Friedrich et al., 1987) y en orden decreciente le siguen la zona limonítica del corte laterítico. Mientras que en el caso de las rocas la que mayor masa libera es la harzburgita donde el contenido de NiO es entre 0.2 y 0.3% (Figura 5.23A). Parte de las concentraciones detectadas en las aguas subterráneas de las rocas ultramáficas puede deberse a la oxidación de las pequeñas concentraciones de sulfuros de Ni existentes en las rocas ultramáficas. Estos resultados se corresponden también con los trabajos de Kudelasek y Zamarsky, (1971), INRH, (1971), Formell y Oro, (1980) y Candela y Rodríguez, (1996), donde se reportan concentraciones de Ni, en aguas subterráneas en rocas ultramáficas con pH>7. Manganeso: la concentración de manganeso en las rocas ultramáficas es del orden del 0.01% en peso, mientras que en los materiales de alteración que forman la corteza laterítica puede llegar al 0.12% en la parte superior del corte (Golightly, 1981). La existencia de manganeso en las aguas subterráneas de las rocas ultramáficas puede tener su origen en el manganeso amorfo presente en el corte laterítico desarrollado sobre las rocas ultramáficas de la región. La presencia de manganeso amorfo en las lateritas de la región de Moa ha sido reportada por diferentes investigadores (Rojas y Orozco, 1994, Almaguer, 1995, Barros et al., 2001). Hierro: en los materiales geológicos que conforman el medio de los dos acuíferos estudiados el Fe es uno de los elementos más abundantes y su concentración es variable desde un 9% de �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 172 Fe2O3 en la roca madre hasta un 77% en los materiales que forman la corteza laterítica (Rojas y Orozco, 1994, Almaguer, 1995). Su origen en acuíferos naturales de rocas ultramáficas esta asociado generalmente a la disolución de los silicatos férricos (Custodio, 1983b). Aunque en este caso es probable que parte de este hierro (Fe2+) se deba a la oxidación de las pequeñas concentraciones de sulfuros existentes en las rocas ultramáficas. La concentración de Fe detectada en las aguas subterráneas de las rocas ultramáficas es coherente con los resultados de Kudelasek y Zamarsky, (1971), Formell y Oro, (1980). En las aguas que circulan por las rocas ultramáficas de la región de Moa ha sido reportada la presencia de Fe2+ (0.1 mg/L) y Fe3+ (0.15-1.5 mg/L) para pH entre 7.1 y 7.4 (Formell y Oro, 1980). Fuente antropogénica de Cr, Ni, Mn e Fe En nuestro caso el aporte antropogénico de estos cuatro metales está relacionado con la infiltración de los lixiviados de la presa de residuos, los cuales presentan un pH ácido. La fase sólida está compuesta por diferentes minerales entre los que se encuentran, hematita (6975%), cromoespinelas (2.1-2.8%), gibbsita (1.4-6%) y yeso (2.5-5.6%). La concentración en peso de los elementos mayoritarios es: un 47% de Fe; 0,48% Mn; 0,08% Ni; 0,011% Co; 4,3% Al; 0,044% Mg; 0,042 Cu; 0,05% Zn; 1,65% Cr. El agua intersticial de los residuos que es la que se infiltra a través de la base de la presa presenta un pH medio de 4.1 con la siguiente concentración en sales disueltas: 4000-4500 mg/L SO4, 120 mg/L de Mn, 220 mg/L Mg, 530 mg/L de Ca, 36 mg/L de Na y 1.67 mg/L de Cr+6. El hecho de que los metales en el acuífero aluvial se encuentren en solución se debe a la existencia de un medio oxidante que facilita su movilidad y a la baja alcalinidad del medio. En la medida que nos alejamos de la presa, la contaminación de las aguas disminuye exponencialmente, hasta una distancia de 250 m, a partir de la cual la concentración de los metales es bastante uniforme indicativo de la existencia de un fondo natural relativamente alto en el acuífero aluvial (Figura 5.19). 5.3.8. Calidad de las aguas de los acuíferos aluvial y el acuífero de las rocas ultramáficas La calidad de las aguas subterráneas está determinada por cuatro grupos de características: físico-químicas, bacteriológicas, biológicas y radiactivas. En nuestro caso nos centraremos en el primer grupo pues los restantes parámetros no presentan valores significativos en el área de estudio (Anejo I). �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 173 Las aguas subterráneas de las rocas ultramáficas se clasifican como potables, pues ninguno de los elementos químicos disueltos en el agua supera la normativa vigente por la Organización Mundial de la Salud (OMS). En las aguas del acuífero aluvial se puede comprobar la existencia de dos grupos formados por los puntos del 12, 13, 14, 16 y 17 que superan todos los indicadores químicos en cuanto a concentración máxima permitida por la OMS y los puntos del 1 al 6 que no cumplen los criterios de concentración máxima admisible para el Fe y el Mn. Es de señalar que el agua bombeada del acuífero aluvial es enviada a una planta de tratamiento de agua que garantiza la calidad del agua de abastecimiento a la población de Moa y la industria, pues el tratamiento para eliminar los metales debido a su baja concentración es aun económicamente factible. 5.3.9. Cálculo de mezclas de agua en el acuífero aluvial Si analizamos la representación gráfica de los resultados analíticos en el diagramas Piper (Figura 5.24) se puede comprobar que se superponen los campos de distribución de las aguas superficiales y los de las aguas subterráneas, así como el campo de distribución de las aguas intersticiales del residuos SAL y las aguas subterráneas del aluvial. Esto es un indicativo de que en el acuífero se producen dos tipos de mezclas de agua: 1) Las aguas del río se mezclan con las del acuífero, debido a los bombeos que se desarrollan en los pozos (1, 2, 3, 4 y 11, Figura 5.10) 2) El agua subterránea se mezcla con el agua que se infiltra como consecuencia del lixiviado de los residuos, resultado de la recarga inducida que produce la presa sobre el acuífero. Las aguas del acuífero pasan de bicarbonatadas magnésicas a sulfatadas magnésicas. �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 174 100% SO4+Cl Ca+Mg Mg100% 100%Ca Na+K100% 100% SO4 100%CO3H+CO3 Cl 100% Aguas subterráneas del aluvial no contaminadas Aguas superficiales río Moa Agua intersticial del residuo SAL Agua poco contaminada del acuífero aluvial Agua muy contaminada acuífero aluvial Dirección del flujo Figura 5.24. Diagramas de Piper. Con el objetivo de calcular el porcentaje de mezcla existente entre las aguas del acuífero aluvial y el lixiviado de la presa de residuos se aplicaron metodologías que permiten cuantificar los porcentajes mediante métodos químicos y modelos hidrogeoquímicos. 5.3.9.1. Métodos químicos ambientales El estudio de mezcla de aguas de diferentes orígenes se basa en la utilización de métodos químicos ambientales, entre ellos hay que destacar las técnicas isotópicas y el balance de un soluto conservativo, generalmente el cloruro (Davis et al., 1985; Iglesias, 1999; Ghomshei and Allen, 2000). Para determinar la mezcla de agua existente en el acuífero aluvial emplearemos el balance del ión cloruro (Cl). El Cl es el más indicado, pues a la diferencia de concentración existente entre las diferentes aguas que se mezclan, se une la ausencia de posible intercambio con los materiales que forman el medio poroso, su alta estabilidad �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 175 geoquímica, alta solubilidad, origen conocido y que no deriva de la roca en condiciones del área de estudio (ausencia de rocas evaporíticas o rocas con minerales de cloruro). Según Custodio y Llamas (1983), si se tiene un agua C con un contenido de cloruro que es mezcla de otras dos de contenidos en cloruro, C1 y C2 y su relación en concentración de cloruro es C1<C<C2, y en el agua C existe una fracción X del agua C1 y 1-X del agua C2, se debe cumplir que: C= C1X+ C2(1-X) (5.2) por lo que X=(C- C2 )/( C1- C2) (5.3) En nuestro caso C: cloruro en el agua mezcla (punto 13 acuífero aluvial), C1: cloruro en el agua del acuífero (punto 5), C2: cloruro del agua intersticial del residuo SAL y X: fracción del agua mezcla. De acuerdo con este método, se puede apreciar que existe una mezcla importante de agua de la presa de residuos con las del acuífero, con porcentajes de mezcla que alcanzan hasta el 20%. Así, en el acuífero aluvial se pueden apreciar 3 grupos de aguas: 1-aguas muy contaminadas ( puntos 12, 13, 14, 16 y 17), 2-aguas afectadas por el cono de depresión debido a los bombeos (puntos, 7, 8, 9 y 10) y 3- aguas del acuífero aluvial (puntos 1 al 6) (Figura 5.25). 20 Ptos 1-6 1 Ptos 7-10 Ptos 12-17 % de la mezcla 15 10 2 5 3 0 0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 Distancia a la presa (m) Figura 5.25. Representación gráfica del porcentaje de agua de la presa de residuos mezclada con el agua del acuífero aluvial. �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 176 5.3.9.2. Cálculo de la mezcla de agua en el acuífero aluvial mediante un modelo hidrogeoquímico Con el objetivo de comprobar la hipótesis de mezcla de las aguas del acuífero aluvial con la recarga provocada por los lixiviados del residuo (SAL), se utilizó el modelo Hidrogeoquímico FREEQECI (Parkhurst, 1995) para simular la mezcla. Los datos utilizados son las propiedades fisicoquímicas (pH, Eh, composición química de los elementos mayoritarios y trazas) del agua intersticial de la presa de residuos y los pozos 13 y 5 ubicados en un mismo perfil hidrogeológico, en la dirección del flujo subterráneo. En la Figura 5.26, se puede apreciar que los resultados obtenidos por el modelo hidrogeoquímico son coherentes con los del método del balance de cloruros. En el caso de las aguas del punto 5 se aprecia la existencia de una diferencia en la concentración real y la calculada del cromo y el oxígeno disuelto, las diferencias son menores en el punto 13. En el agua intersticial de la presa de residuo el modelo reproduce correctamente la concentración de los diferentes elementos con la excepción del hierro. De acuerdo con los resultados del modelo hidrogeoquímico se obtiene una mezcla de las aguas de recarga producto de la infiltración del lixiviado de la presa de residuos con las del acuífero aluvial, la proporción de mezcla en el pozo 13 es del 12% muy similar a la obtenida con el método del balance del cloruro (Figura 5.25). �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 177 Concentración (Moles) 1.E-06 1.E-04 1.E-02 Valor real agua intersticial del residuo SAL Valor simulado agua intersticial del residuo SAL P SO 4 Si O 2 i O 2 N a N M g M n N O H 4 N O 3 K Fe F 2+ Fe 3 Cr Cl (to ta l) Ca B H CO 3 1.E+00 Concentración (Moles) 1.E-06 1.E-04 1.E-02 Valor real pozo 13 acuífero aluvial Valor simulado pozo 13 acuífero aluvial P SO 4 Si O 2 P SO 4 Si O 2 2 O 2 i O N a N K M g M n N O H 4 N O 3 Fe F 2+ Fe 3 Cr Cl (to ta l) Ca B H CO 3 1.E+00 Concentración (Moles) 1.E-08 1.E-06 1.E-04 1.E-02 Valor real pozo 5 acuífero aluvial Valor simulado pozo 5 acuífero aluvial i N a N M g M n N O H 4 N O 3 K Fe F 2+ Fe 3 Ca B Cr Cl (to ta l) H CO 3 1.E+00 Elementos Figura 5.26. Simulación de la composición química de las aguas del acuífero aluvial y las presas de residuo. Se supone que la composición en sales del punto 13, es el resultado de la mezcla del agua intersticial del residuo con el agua del punto 5 en el acuífero aluvial. �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 178 5.4. Hidrogeoquímica de las aguas subterráneas 5.4.1. Relaciones iónicas El establecimiento y análisis de las relaciones iónicas entre los iones disueltos en el agua permiten establecer el origen de estas y los posibles procesos hidrogeoquímicos modificadores a que han estado expuestas. Generalmente guardan una estrecha relación con los materiales geológicos por donde circulan, aunque estos análisis hay que realizarlos con cuidado y considerando el modelo conceptual de funcionamiento del acuífero (En el Anejo I, se recogen los parámetros físicos y químicos de las aguas subterráneas). rNa/rCl: es de 0.93 en el agua de lluvia y en las aguas subterráneas de las rocas ultramáficas es de 0.91 indicativo de que el origen de éstas son las aguas meteóricas. rCa/rMg: en el agua de las rocas ultramáficas alcanza valores menores a 1, indicativo del enriquecimiento en magnesio y calcio que experimentan las aguas de recarga y subterráneas que circulan por materiales geológicos que presentan un predominio de minerales silicatados magnésicos y en segundo lugar carbonatos y plagioclasas. En aguas del acuífero aluvial sucede igual para los puntos del acuífero que no presentan una contaminación importante (puntos 1,2,3,4,5,6), su valor decrece a medida que nos acercamos a la presa de residuo llegando a ser de 0.14. rCl/rMg: las aguas subterráneas del acuífero aluvial tienen un valor menor que 1 debido al enriquecimiento en magnesio, como resultado de la disolución de los silicatos magnésicos. En las aguas muy contaminadas del acuífero aluvial es muy inferior a uno, debido a que el agua que se infiltra de la presa de residuos está enriquecida en magnesio. rCl/rSO4: en el agua subterránea del acuífero aluvial presenta un valor generalmente menor que 1, decreciendo en la misma medida que nos acercamos a la presa de residuo. En los puntos 2, 3 y 4, en el agua de las rocas ultramáficas es superior a 3. Esta ligera disminución del valor de la relación respecto al del agua de lluvia se debe al posible aporte de sulfato de la oxidación de los sulfuros diseminados en las rocas ultramáficas �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 179 rHCO3/rCa: en las aguas subterráneas de las rocas ultramáficas, en el acuífero aluvial y en las aguas superficiales presenta valores superiores a 1, lo que es indicativo de un enriquecimiento de estas aguas en bicarbonatos. kr = 3 rCa (CO3 H ) 2 : el valor kr es siempre positivo, incrementando su valor en la misma medida en que disminuye la distancia a la presa de residuos. Este incremento del valor kr, esta relacionado con el incremento de la contaminación de las aguas. SO4 rCa : normalmente tiene interés para constatar una precipitación o disolución de yeso, en nuestro caso presenta valores superiores a 10 en los puntos (12,13,14, 16 y 17), llegando en algunos a valores cercanos a 30. Si combinamos esta información con el valor de kr, y el conocimiento de que dentro del residuo hay mineral de yeso y gran cantidad de sulfato en solución es muy probable que se produzca la disolución de una masa importante de sulfatos en esta zona. 5.4.2. Interacción agua roca (modelo hidrogeoquímico) Para tener un valor estimado de la distribución proporcional de las diferentes especies iónicas que controlan la hidroquímica de las aguas del área de estudio y las posibles formas en que se mueven los principales elementos contaminantes se realizó la modelación geoquímica del agua de los acuíferos. Para ello los parámetros físicos y químicos de las diferentes muestras de aguas (Anejo I) fueron introducidos al programa PHREEQCI (Parkhurst, 1995), el cual asume condiciones de equilibrio para realizar el balance de masas. Con el modelo se determinaron las principales especies acuosas que para condiciones de equilibrio se encuentran en las aguas superficiales y subterráneas estudiadas, de acuerdo con las características del medio analizado. En la Tabla 5.2, se relacionan las principales especies en que se presentan los principales constituyentes detectados en el agua y las especies iónicas que se han obtenido con la utilización del modelo. La alta concentración de sulfatos existentes en el agua subterránea del acuífero aluvial y especialmente en las muy contaminadas (puntos 12,13,14,16 y17) y el sulfato del agua intersticial de las presas de residuos, al parecer desempeñan un importante efecto en la �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 180 especiación de los cationes acuosos detectados en las aguas subterráneas, de acuerdo con los resultados de la simulación. En las aguas intersticiales del residuo SAL y las aguas subterráneas contaminadas (puntos 12,13,14,16 y17) más del 30% del contenido de Ca, Mg, Fe2+ y Mn es transportado como complejo SO4-ion. El Fe3+ y el Al3+ se mueven principalmente como hidróxidos, el resto de los elementos se mueven mayoritariamente en forma iónica (Tabla 5.2). Tabla 5.2. Especies acuosas en que se encuentran los principales elementos detectados en las aguas superficiales y subterráneas (valores medios en % del elemento en la especie de acuerdo al modelo geoquímico). Elemento Especies Aguas no contaminadas del acuífero aluvial puntos (l –6) Agua Aguas contaminadas intersticial puntos (12- residuo SAL 17) Aguas subterráneas Aguas ultramáficas puntos superficiales puntos (19-20) (25-26) Ca2+ Ca2+ CaSO4 Mg2+ MgSO4 89.0 59.0 39.0 54.0 44.0 96.0 100 58.0 38.0 84.0 57.0 41.0 52.0 46.0 95.0 100 53.0 44.0 98.0 99.3 97.0 99.4 52.0 15.0 31.0 32.0 66.0 50.0 13.0 30.0 50.0 17.0 33.0 49.0 27.0 51.0 15.0 34.0 11.0 23.0 99.8 100 84.0 15.0 79.0 21 83.0 16.0 99.8 99.0 85.0 12.0 62.0 47.0 96.0 51.0 48.0 82.0 14.0 74.0 26.0 96.0 50.0 48.0 87.0 100.0 73.0 17.0 100.0 98.0 56.0 38.0 100.0 Mg2+ Na+ ClS(6) C(4) Fe2+ Fe3+ Mn2+ Al3+ Cu2+ Co2+ Ni2+ Zn2+ Cr6+ Si ClSO42MgSO4 HCO3CO2 Fe2+ FeHCO3 FeSO4 Fe(OH)2+ Fe(OH)3 Mn2+ MnHCO3 Mn SO4 Al3+ Al(OH)4 Al(OH)2+ AlSO4 Cu2+ CuOH2 CuSO4 Ni2+ Zn2+ ZnHCO3 Zn SO4 CrO42Cr2O72H4SiO4 90.0 99.5 100 78.0 20.0 94.0 48.0 30.0 82.0 29.0 61.0 66.0 100.0 100.0 41.0 17.0 33.0 98.0 98.0 100.0 99.0 100.0 100.0 En las aguas subterráneas del acuífero aluvial no contaminadas y las ultramáficas, así como en las superficiales todos los elementos se mueven mayoritariamente en forma iónica. Esta �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 181 diferencia en el comportamiento de las aguas no contaminadas (aluvial, ultramáficas y superficiales) se debe a la baja mineralización que presentan éstas y su pH casi neutro. 5.4.3. Índice de saturación (IS) Con el objetivo de conocer el grado de saturación de las aguas subterráneas y las aguas superficiales y residuales con relación a las fases minerales presentes en el medio geológico estudiado se realizó el cálculo de los índices de saturación (IS). Para ello se empleó el modelo PHREEQCI (Parkhurst, 1995). Se considera que un agua está en equilibrio si se obtiene un índice de saturación (logarítmico) igual a cero. En el trabajo hemos considerado convencionalmente el criterio de que el agua analizada está en equilibrio cuando se tienen índices de saturación de ±0.5. Este criterio permite tener en cuenta la incertidumbre en los valores analíticos y en el valor de las constantes termodinámicas. Si la muestra analizada presenta valores superiores a +0.5 se considera sobresaturada en la especie mineral analizada y si es inferior a –0.5 se considera que está subsaturada. A partir de la información analítica disponible (propiedades físicas y composición química de las aguas) se calcularon los índices de saturación de los minerales: goethita, hematita, cuarzo, yeso y gibbsita que son las fases minerales que predominan en el contexto geológico del área estudiada y los residuos mineros. Globalmente las aguas de esta región están sobresaturadas en goethita y hematita. Al parecer las aguas del acuífero aluvial están en equilibrio con el cuarzo, mientras que las aguas subterráneas de las rocas ultramáficas se encuentran subsaturadas, es decir con tendencia a la disolución. En todos los casos las aguas naturales están en equilibrio con la gibbsita, mientras que las aguas contaminadas están subsaturadas. En la Tabla 5.3, se dan los resultados de los índices de saturación para los diferentes puntos analizados. De acuerdo con los IS se pueden diferenciar 4 grupos de agua (Figura 5.27). �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 182 20 Indice de saturación 15 Gohetita Hematita Cuarzo Yeso Gibbsita 10 3 5 4 2 1 0 -5 10 100 1000 10000 TSD (mg/L) Figura 5.27. Índice de saturación vs total de sólidos en las aguas subterráneas. 1- Aguas de las rocas ultramáficas. 2- Aguas del acuífero aluvial. 3- Aguas afectadas por el cono de bombeo del acuífero aluvial. 4- Aguas de los puntos cercanos a la presa de residuos SAL Tabla 5.3. Índice de saturación en las diferentes especies minerales. Aguas Acuífero aluvial Acuífero aluvial Acuífero aluvial Acuífero aluvial Acuífero aluvial Acuífero aluvial Acuífero aluvial Acuífero aluvial Acuífero aluvial Acuífero aluvial Acuífero aluvial Acuífero aluvial Acuífero aluvial Acuífero aluvial Acuífero aluvial Acuífero aluvial Acuífero aluvial Acuífero aluvial Río Moa Río Moa Río Moa Manantial ultramáficas Manantial ultramáficas Residuo SAL Residuo ACL Punto 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 12 17 18 13 14 16 19 11 18 19 20 22 25 Goethita 2.3 2.3 2.3 3.7 3.1 4.1 3.1 5.9 4.4 3.4 9.3 9.7 4.7 10.4 9.4 10.8 10.4 Hematita 1.6 1.4 1.4 2.7 2.4 2.2 2.8 4.3 3.3 2.0 14.7 15.6 2.6 17.2 16.7 17.0 16.8 2.3 2.0 2.2 4.9 5.6 9.4 8.2 1.3 1.1 1.8 11.2 13.3 14.7 12.1 Cuarzo -0.1 -0.1 -0.1 -0.1 -0.1 0.2 0.2 0.2 0.2 0.2 0.6 0.2 0.5 0.2 0.0 0.7 0.2 0.2 0.2 0.2 -0.1 -1.2 -1.1 0.2 0.3 Yeso -2.7 -2.7 -2.7 -2.7 -2.7 -2.7 -2.7 -2.7 -2.7 -2.7 -2.7 -0.5 -0.5 -0.5 0.5 0.5 0.5 0.5 0.5 0.5 0.5 -4.3 -4.1 0.5 0.4 Gibbsita -0.4 -0.4 -0.4 -0.9 -0.8 -1.2 -1.0 -1.0 -1.0 -1.3 -0.4 -0.9 -1.0 -1.3 -1.2 -1.0 -1.2 -0.8 -1.2 -0.8 -1.0 -1.0 -1.0 �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 183 De acuerdo con el modelo hidrogeoquímico PHREEQCI, al parecer la acidez del agua intersticial de los residuos y la de los lixiviados procedente de las presas de residuo (SAL) que se infiltran al acuífero aluvial está condicionada o controlada principalmente por las siguientes reacciones químicas: 1 3 Fe 3+ + O2 + H 2 O → FeOOH + 2 H + 4 2 Fe 3+ + 2 H 2 O → FeOOH + 3H + 1 Fe 2+ + O2 + 2 H 2O → Fe(OH )3 + H + 2 Al 3+ + 3H 2 O → Al (OH ) 3 + 3H + 1 3 Mn 2+ + O2 + H 2 O → MnOOH + 2 H + 4 2 mientras que en el acuífero aluvial el CO3=, CO3H- y el CO2 tienden a mantener el equilibrio. 5.5. Conclusiones - Del análisis de los resultados se desprende que todas las aguas de la región, que no han sido afectadas por los vertidos de aguas residuales ni por el lixiviado de la presa de residuo, de acuerdo a la composición de las especies mayoritarias son bicarbonatadas magnésicas. - El fondo geoquímico de las aguas subterráneas y superficiales en cuanto a la concentración de los metales Ni, Mn, Fe es elevado. En ninguno de los casos consultados, las aguas del acuífero aluvial estudiadas con anterioridad a la construcción de las presas de residuo se reportan concentraciones que superen las normas de potabilidad establecidas por la Organización Mundial de la Salud (OMS). - Las explotaciones mineras de níquel y cobalto en la zona han producido un deterioro de la calidad de las aguas superficiales y subterráneas desde su inicio en 1963, con un marcado incremento en la última década, donde se aprecian concentraciones de los metales (Ni, Cr, Mn e Fe) que superan los valores límites admisibles establecidos por la OMS para agua potable. �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 184 - El origen de la presencia de los metales pesados en las aguas superficiales se puede asumir que es debido al arrastre de sedimentos ricos en metales pesados de las áreas de minería a cielo abierto durante los periodos de precipitación, el vertido de aguas residuales directamente al río Cabañas y el drenaje directo de la presa de residuos al río Moa. - Dadas las condiciones oxidantes de las aguas subterráneas y la baja demanda química de oxígeno de las diferentes muestras analizadas en el laboratorio se puede suponer que los metales se encuentran en estado oxidado. - El comportamiento y distribución de los metales en este contexto hidrogeológico es diferente en los dos acuíferos (rocas ultramáficas y aluvial) en cuanto a su concentración y están condicionados por las condiciones de oxidación reducción, pH y las condiciones del flujo subterráneo. - En el caso de la concentración de los diferentes iones presentes en el agua del acuífero aluvial en el momento del análisis se observa un incremento exponencial de estos con relación a la distancia a la presa de residuos del proceso de lixiviación con ácido sulfúrico. El mayor efecto de la recarga de la presa de residuos se aprecia en los primeros 100 m. - La contaminación de las aguas del acuífero aluvial del río Moa se ha producido desde 1975 por el lixiviado de los residuos mineros. Los residuos producen una recarga inducida en el acuífero con una elevada concentración de sales disueltas, que ha provocado la contaminación en diferentes metales (Cr, Ni, Mn e Fe), sulfatos y Mg. El incremento de la concentración de sales en las aguas subterráneas está condicionado por la dirección del flujo y los aportes procedentes de la recarga inducida por la presa de residuos del proceso de lixiviación con ácido sulfúrico (SAL). Esta situación puede ser alterada aún más si se incrementan las extracciones de agua desde los pozos de abastecimiento, lo que provocaría una variación de las condiciones hidrodinámicas del medio que pueden incrementar la recarga desde la presa de residuos y con ello acelerar los procesos de disolución precipitación de las diferentes sales ricas en elementos contaminantes. - Los resultados de la simulación geoquímica muestran que las aguas se encuentran sobresaturadas en hematita y goethita que son las fases minerales que predominan en el medio �Capítulo 5. Hidrología superficial y subterránea 185 geológico y en los residuos, siendo mayor esta sobresaturación en las aguas más contaminadas. Los iones metálicos en las aguas subterráneas afectados por la contaminación se presentan en forma de iones complejos asociados al sulfato, bicarbonato e hidróxidos. - Conociendo que los procesos de contaminación de las aguas superficiales y subterráneas son función de las características de la fuente contaminante y del tiempo que actúa sobre el acuífero, es previsible que continúe aumentando a lo largo del tiempo. Este aumento de la contaminación es debido al incremento del volumen de residuos vertidos a la presa y las condiciones climáticas de la región que favorecen la infiltración de las aguas meteóricas (precipitación elevada con una recarga de más de 400 mm/año). �Capítulo 6. Características de los residuos metalúrgicos sólidos 185 Capítulo 6. CARACTERÍSTICAS DE LOS RESIDUOS METALÚRGICOS SÓLIDOS DE LA INDUSTRIA CUBANA DEL NÍQUEL EN MOA 6.1. Introducción La industria cubana del níquel ubicada en el noreste de la provincia de Holguín (Cuba), realiza la explotación de los yacimientos lateríticos en el municipio de Moa desde 1963 con una planta y a partir del 1986 con dos. La explotación de los yacimientos lateríticos se realiza por el método de minería a cielo abierto. La extracción de concentrado de níquel más cobalto se realiza con dos procesos metalúrgicos: I) lixiviación con carbonato amoniacal (ACL) y II) lixiviación con ácido sulfúrico (SAL). Como consecuencia de estos procesos metalúrgicos se generan grandes volúmenes de residuos, que al culminar el proceso son mezclados, diluidos en agua y transportados por tuberías en forma de líquido viscoso hasta las presas de residuos (presas de cola), ubicadas en las terrazas del río Moa. (Foto 6.1). En la actualidad existen cinco presas de residuo, resultado de los procesos metalúrgicos de extracción del Ni y Co. Tres en el municipio de Moa que constituye el área de nuestro estudio y dos en el municipio de Mayarí (Nicaro) (Figura 6.1). La suma del área ocupada por las cinco presas equivale a unos 10 km2. Presentan una altura en los diques variable entre los 2 y 22 m de altura. El volumen de residuos que en ellas se almacenan supera los 180 millones de toneladas (Tabla 6.1). De acuerdo al sistema de construcción empleado en el cierre, las balsas se clasifican como presas de Aguas Arriba de acuerdo con el trabajo de Junghans y Helling, (1998) (Capítulo 2). El grado de saturación del material en las balsas es variable en función de la época del año y del lugar en que se encuentre el punto de vertido de los residuos que se realiza de manera puntual (Foto 6.1). El vertido de la mezcla (denominada cola) se realiza de manera puntual en uno de los extremos de la balsa, a partir de ese momento, el líquido comienza a circular por el interior de la balsa y con ello se produce la precipitación y sedimentación de la fase sólida en suspensión, mientras que el líquido acompañante es drenado por el otro extremo al río Moa. Para conocer el comportamiento hidromecánico de estos residuos y caracterizar las diferentes propiedades fisicoquímicas se han empleado una serie de técnicas y métodos cuyos resultados se exponen a continuación. �Capítulo 6. Características de los residuos metalúrgicos sólidos 186 Foto 6.1. Se puede apreciar el vertido y circulación de los residuos mineros en una de las presas de residuos. Obsérvese la presencia de capas estratificadas de diferentes espesores, así como la presencia de grietas de desecación en la parte inferior derecha. Foto 6.2. Grietas de desecación en los meses de julio y agosto en la balsa 3 residuo ACL y 5 residuo SAL, de la Figura 6.1 (área aproximada de la foto 1 m2). Las balsas se caracterizan por la presencia de grietas de desecación y estratificación dentro de los embalses (Fotos 6.1 y 6.2). Las grietas por desecación (fisuras) en la superficie alcanzan profundidades superiores a los 20 cm y de hasta 5 cm de ancho (Foto 6.2), aspecto que al �Capítulo 6. Características de los residuos metalúrgicos sólidos 187 parecer favorece la infiltración de las aguas meteóricas y con ello el proceso de circulación de los contaminantes hacia el acuífero aluvial de las terrazas del río Moa. Figura 6.1. Ubicación de las presas de cola en el municipio minero de Moa en Nicaro. Las presas 1, 2 y 3 contiene al residuo del proceso metalúrgico ACL y las presas 4 y 5 contienen a los residuos del proceso SAL. Tabla 6.1. Principales características de las presas de estériles. Presa Estado Proceso Localidad Perímetro actual metalúrgico (m) 1 2 3 4 5 En uso Inactiva En uso Inactiva En uso ACL ACL ACL SAL SAL Nicaro Nicaro Moa Moa Moa ≈6 500 ≈2 000 ≈6 400 ≈3 100 ≈4 200 Área (km2) Altura del dique (m) 2.2 0.3 3.0 0.7 1.5 14-22 2-4 2-6 1-8 4-8 Millones de toneladas ≈88 ≈17 ≈19 ≈18 ≈45 Los números de las presas se corresponden con la Figura 6.1. 6.2. Características mineralógicas y químicas de los depósitos de estériles El mineral predominante en los residuos es la hematita, formado mayoritariamente en el proceso metalúrgico por acción de los productos de lixiviación sobre la goethita (60-80 % del mineral laterítico inicial que entra al proceso metalúrgico), que es la fase principal portadora �Capítulo 6. Características de los residuos metalúrgicos sólidos 188 de níquel (Berezowsky, 1996). Los resultados semicuantitativos de los análisis de los residuos por difracción de rayos X se muestran en la Tabla 6.2. Se puede observar que existe una diferencia entre la composición mineralógica de las balsas de residuo correspondientes al proceso de lixiviación ácida (SAL) y al proceso de lixiviación con carbonato amoniacal (ACL), fundamentalmente debido al contenido de minerales de aluminio, yeso y magnetita (Tabla 6.2). Tabla 6.2. Composición mineralógica de los residuos. Resultados semicuantitativos en % peso. Proceso Presa *Densidad Fórmula de acuerdo Proceso 3 metalúrgico (g/cm ) al manual de metalúrgico ACL Presa 3 Minerales mineralogía de Dana SAL Presa 5 N=5 N=5 Hematita Magnetita Cuarzo Gibbsita Anatasa Alunita Yeso Serpentina Chromoespinelas Minerales de Mn Ferryhidrita Magnesita 5.26 5.18 2.65 2.30 3.90 2.60 3.32 2.30 4.3 Fe2O3 Fe3O4 SiO2 Al(OH)3 TiO2 KAl3 (SO4)2(OH)6 CaSO4H2O Mg3Si2O5(OH)2 FeMgCr2O4 3.96(sintética) 3.3 Fe5O6(OH)33H2O MgCO3 69-75 0.6-1.2 1.3-3.1 1.4-6 0.02-0.05 8.9-14 2.5-5.6 0.6-1.4 2.1-2.8 0.5-0.7 0.1-0.6 0.1-0.2 60-70 13-23 2-4.2 1-3 0.03-0.06 -0.1-1.2 0.6-1.5 2-4 0.6-1.2 0.4-1.2 No detectada * Gaines et al., (1997) N: número de muestras. La composición química del agua intersticial del residuo se determinó a partir del extracto en pasta saturada de acuerdo con la metodología de Page, (1986). Se aprecia que el agua se caracteriza por la presencia de una gran cantidad de sales disueltas. Las principales diferencias de las aguas de poros de los dos residuos son el pH, concentración de sulfatos y nitrato. En la Tabla 6.3 se puede ver que en el proceso de lixiviación ácida, la concentración de los nitratos, es prácticamente tres órdenes de magnitud inferior a la concentración en el residuo ACL. Mientras que con respecto a la concentración de sulfato se puede apreciar que es cuatro veces mayor en el residuo SAL que en el residuo ACL. El contenido de metales disueltos es mayor en el agua intersticial del residuo SAL, esto está favorecido por el pH ácido de la solución. La conductividad eléctrica es mayor en el residuo ácido. El contenido de sodio es �Capítulo 6. Características de los residuos metalúrgicos sólidos 189 tres veces mayor en el residuo SAL que en el ACL. Los contenidos de magnesio son similares en ambos casos. Los análisis químicos de los residuos sólidos muestran un elevado contenido de Fe (mayor del 43%) que se encuentra mayoritariamente en forma de hematita (Fe2O3), además se presenta en otras formas como magnetita (Fe3O4), aluminocromita (FeO(AlCr)2O3), cromita (FeCr2O4), ferryhidrita y hierro amorfo, así como silicatos complejos tal como se ha identificado por difracción de Rx,. El azufre en el residuo del proceso SAL se presenta como sulfato cálcico hidratado (yeso) y alunita o hidroalunita, la presencia de la alunita ha sido reportada también por Fernández, (1983). El aluminio se encuentra en forma de gibbsita y aluminio amorfo y el silicio en forma de cuarzo y cuarzo amorfo. La concentración de manganeso es pequeña en comparación con el hierro y el aluminio, el manganeso se encuentra mayoritariamente en forma amorfa, aunque se aprecia la presencia de algunos minerales de Mn que no es posible precisarlos con las técnicas de rayos X (Rx). El cromo se presenta en forma de cromita. La diferencia entre los contenidos de níquel y cobalto en los dos residuos se debe a la baja eficiencia del proceso ACL que sólo recupera entre un 75-80 % del níquel original y entre un 40 y 50 % del cobalto. La composición química de ambos residuos se muestra en la Tabla 6.4. Tabla 6.3. Principales características del agua intersticial de las dos presas de residuos representativas de los dos procesos metalúrgicos (concentración en mg/L, Eh en mV). Presa 3 Presa 5 Presa 3 Presa 5 Residuo ACL SAL Residuo ACL SAL K+ Na+ Mg2+ Ca2+ ClSO4= HCO3= NO3NO2P3N3Cu2+ 3.80 145.80 1012.90 33.20 212.60 1307.20 292.80 3387.10 8.20 3.10 2.09 0.84 3.00 42.00 1352.00 172.00 256.00 5623.00 505.00 3.00 3.54 1.60 n.d. 0.08 Cr+6 Cr(total) Co2+ Ni2+ Fe(total) Mn2+ Zn2+ Sr4+ Ti2+ Al3+ V3+ pH Eh(mv) 0.22 0.32 0.07 0.32 0.02 0.07 0.10 n.d. n.d. 0.01 n.d. 6.50 325.00 1.95 2.82 0.11 0.51 5.60 120.00 0.49 0.01 n.d. 4.50 n.d. 4.10 422.00 �Capítulo 6. Características de los residuos metalúrgicos sólidos 190 En las muestras del residuo ACL analizadas se observa entre un 3 y 4.6% de materia orgánica. Esta fracción orgánica, procedente del uso de petróleo en el proceso metalúrgico, no es destruida completamente por los procesos posteriores de combustión y lixiviación, y se mantiene hasta llegar a la balsa de residuos. Tabla 6.4. Principales componentes de los residuos (contenido de los elementos en % en peso). Co Zn V Ni Ba Cr Ti Mn Mn(amorfo) SAL ACL 0.57 0.06 0.42 0.72 0.061 0.231 0.03 0.10 Tabla 6.4. (continuación). Al Al(amorfo) Fe SAL ACL 43.58 49.19 4.94 4.80 0.245 0.301 0.01 0.05 Fe(amorfo) 0.140 2.132 0.03 0.03 0.18 0.60 SiO2 0.0028 0.0030 SiO2(amorfo) 4.7 5.2 0.012 0.020 0.53 1.72 S 3.8 *Mayor información en el Anejo II. La Foto 6.3, muestra una imagen tomada en el microscopio electrónico donde se puede apreciar que el tamaño de las partículas es relativamente homogéneo. En la misma figura, se puede observar un cristal de yeso y una partícula esférica constituida por alifáticos derivados de la combustión del petróleo empleado en el proceso metalúrgico ACL para el tratamiento del mineral laterítico. El estudio de las fracciones orgánicas se realiza de forma cualitativa para determinar la existencia de compuestos que representen un determinado riesgo ambiental. Entre los compuestos de la materia orgánica detectados, son de especial interés las trazas de hopanos (Tabla 6.5.), y de esteranos y diasteranos (Tabla 6.6.). Estos compuestos, indican el origen petrolígeno de la materia orgánica presente en el residuo, ya que son generados durante la formación del petróleo (Albaigés et al., 1986). Tabla 6.5. Hopanos identificados. No 1 2 3 4 5 6 7 8 Compuestos 18α (H),21β (H)-22,29,30-Trisnorhopano(Ts) 17α (H),21β (H)-22,29,30-Trisnorhopano(Tm) 17α(H),21β(H)-30-Norhopano 17α(H),21β ( (H)-Hopano 2α-Metil-17α (H),21β (H)-Hopano 17α(H),21β (H)-Homohopano (22S) 17α(H),21β (H)-Homohopano (22R) Gammacerano No 9 10 11 12 13 14 15 16 Compuestos 17α(H),21β (H)-Bishomohopano (22S) 17α(H),21β (H)-Bishomohopano (22R) 17α(H),21β (H)-Trishomohopano (22S) 17α(H),21β (H)-Trishomohopano (22R) 17α(H),21β (H)-Tetraquishomohopano (22S) 17α(H),21β (H)-Tetraquishomohopano (22R) 17α(H),21β (H)-Pentaquishomohopano (22S) 17α(H),21β (H)-Pentaquishomohopano (22R) �Capítulo 6. Características de los residuos metalúrgicos sólidos 191 Materia orgánica Yeso Foto 6.3. Imagen del microscopio electrónico del residuo ACL, donde se observa una partícula de materia orgánica de forma esférica en el centro y un cristal de yeso en la parte inferior derecha. Ancho de la fotografía 25X20 micras. Tabla 6.6. Esteranos y Diasteranos identificados. No 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Compuestos 5α(H), 14β(H),17β(H)-Pregnano 5α(H), 14β(H),17β(H)-Homopregnano 13β (H),17α(H)-Diacolestano (20S) 13β (H),17α (H)-Diacolestano (20R) 13α(H),17β (H)-Diacolestano (20S) 13α(H),17β (H)-Diacolestano (20R) 24-Metil-13β (H),17α (H)-Diacolestano (20S) 5α(H), 14α(H),17α(H)-Colestano + 24-metil-13α(H),17β (H)-Diacolestano (20S) 5α(H),14β(H), 17β(H)-Colestano(20R) + 24-etil-13 β(H),17α(H)-Diacolestano (20S) 5α(H),14β(H), 17β(H)-Colestano(20S) No 11 12 13 14 15 16 17 18 Compuestos 5α(H),14α(H), 17α(H)-Colestano(20R) 24-Etil-13β (H),17α(H)-Diacolestano (20R) 24-Metil-5α(H),14β(H),17β(H)-Colestano (20R) 24-Metil-5α(H),14β(H),17β(H)-Colestano (20S) 24-Metil-5α(H),14α(H),17α(H)-Colestano (20R) 24-Etil-5α(H),14α(H),17α(H)-Colestano (20S) 24-Etil-5α(H),14β (H),17β (H)-Colestano (20R) 24-Etil-5α(H),14β (H),17β (H)-Colestano (20S) 19 24-Etil-5α(H),14α(H),17α (H)-Colestano (20R) Para conocer el tipo de petróleo que ha dado origen a estos compuestos se ha calculado durante el estudio de los hopanos, la relación de los biomarcadores 18α(H),21α(H)-22,29,30Trisnorhopano (Ts) y 17α(H),21α(H)-22,29,30-Trisnorhopano (Tm), resultando: Ts/(Ts+Tm) = 0.47 (6.1) �Capítulo 6. Características de los residuos metalúrgicos sólidos 192 Según los estudios de Seifert y Moldowan (1978), una ratio igual a 0.47 de hopanos, se corresponde con un petróleo maduro. La existencia de restos de petróleo en el residuo, la presencia de dibenzotiofeno y derivados de este, así como de los principales hidrocarburos aromáticos policíclicos (HAPs) (entre 2 y 6 anillos), son indicativos de un proceso de combustión incompleto del petróleo durante el proceso metalúrgico (ACL). Algunos de estos HAPs, están incluidos en la lista de contaminantes peligrosos de la Agencia Estadounidense de Protección Ambiental (EPA) (Tabla 6.7), y en general, su alta toxicidad en animales y plantas ha sido ampliamente estudiada y documentada (Verschueren, 1996, Volkman et al., 1983, Campos et al., 1996), debido a la frecuencia con la que se encuentran estos compuestos en diferentes matrices y con procedencias u orígenes muy distintos. Tabla 6.7. En la izquierda los HAPs, presentes en la muestra ACL (pirometalúrgica). En la derecha aparecen señalados los que se encuentran en la lista de elementos peligrosos de la EPA. Compuesto EPA, (1989) Compuesto EPA, (1989) Naftaleno 1-Metilnaftaleno 2-Metilnaftaleno Fenantreno Antraceno Fluoranteno x x x x x Pireno Benzo(a)antraceno Criseno + Trifenileno Perileno Dibenzotiofeno x x x x Los compuestos orgánicos mayoritarios que se han detectado, son hidrocarburos alifáticos lineales de rango C13-C36 con predominio de los homólogos con número de carbonos par, característicos de aportes bacterianos (Grimalt y Albaigés, 1987). Se ha detectado la presencia de metil ésteres con predominio par y máximo en el ácido hexadecanoico. Este tipo de compuesto está asociado también a aportes bacterianos (Albro, 1976, Alexander et al., 1983, Connan, 1984). Además se han hallado trazas de azufre elemental (S8), indicativos de actividad bacteriana. Los citados compuestos, corroboran los procesos de degradación microbiana que sufre la materia orgánica presente en los residuos mineros ACL. En la Foto 6.4. se muestran dos fotografías del microscopio electrónico donde se observa la presencia de algas en los residuos. �Capítulo 6. Características de los residuos metalúrgicos sólidos 193 A 100 micras B 200 micras Foto 6.4. Imagen del microscopio electrónico donde se observa la presencia de microorganismos en los residuos. A) Presa de residuo 3, proceso de lixiviación con carbonato amonical (ACL) y B) presa de residuo 5, proceso de lixiviación con ácido sulfúrico (SAL). La muestra del residuo SAL, contiene una menor cantidad de materia orgánica, debido a dos razones principales. En primer lugar, no se añade petróleo ni otras sustancias orgánicas durante el tratamiento metalúrgico que originan los residuos. En segundo lugar, si hubiese residuos de materia orgánica que se pudieran encontrar en el material, estos serían destruidos por el ácido sulfúrico durante la lixiviación ácida de los metales. Todo ello se corrobora en el contenido de materia orgánica medido electroquímicamente, así como el análisis realizado mediante cromatografía de gases acoplada a espectrometría de masas. Ambos métodos registraron cantidades inapreciables de materia orgánica soluble. Por el método de calcinación (Page, 1986), el contenido de materia orgánica presenta una media de 0.6%. �Capítulo 6. Características de los residuos metalúrgicos sólidos 194 6.3. Características físico-mecánicas Para caracterizar las propiedades físicas y mecánicas básicas de los residuos de la presa 3 (Figura 6.1.), se han realizado ensayos granulométricos mediante sedimentación y tecnología láser y se han determinado los límites de Atterberg y las humedades y densidades “in situ”. La deformabilidad del material se ha determinado mediante ensayos edométricos y la medida del módulo de deformación en ensayos de compresión simple. La resistencia se ha determinado en ensayos de compresión simple, tracción directa e indirecta (ensayo Brasileño), corte directo drenado, triaxiales con rotura no drenada y triaxiales cíclicos. 6.3.1. Propiedades físicas básicas El peso específico de las partículas es muy elevado, superior a 3.8 mg/kg en el caso de los dos residuos (Tabla 6.8). Estos resultados de un peso específico tan elevado son coherentes con los estudios de Swarbrick and Fell, (1992), en este trabajo se encuentra que las minas de hierro estudiadas presentan un valor del peso específico entre 3.76 y a 3.84, mientras que en otros tipos de minas este peso específico es significativamente inferior. 100 ACL (Sedimentación) ACL (Láser) SAL (Sedimentación) SAL (Láser) % en peso 80 60 40 20 0 1 0.1 0.01 0.001 Diámetro de las partículas (mm) 0.0001 Figura 6.2. Curvas granulométricas de los residuos de la industria cubana del níquel. �Capítulo 6. Características de los residuos metalúrgicos sólidos 195 Los residuos de la industria cubana del níquel se caracterizan por una granulometría muy fina. A partir de los resultados granulométricos mediante láser se obtuvo que el 100% del material presenta una granulometría con diámetro inferior a 200 micras. Como se puede ver en la Figura 6.2, el 92 % de su peso se corresponde con una granulometría inferior a las 80 micras. Las curvas obtenidas por ambos métodos (láser y sedimentación) no son idénticas (Figura 6.2.), esta diferencia puede deberse a la formación de agregados durante el proceso de sedimentación a causa del carácter magnético del residuo y al hecho de que en el ensayo mediante láser se emplea ultrasonido para disgregar las partículas. 20 micras Foto 6.5. Granulometría de una muestra del residuo ACL en una imagen del microscopio electrónico. Según la distribución granulométrica y los límites de Atterberg, el material se clasifica como un limo de muy bajo límite líquido. Según el índice de plasticidad (IP) el material presenta un comportamiento poco plástico. En la Tabla 6.8 se presentan las principales características físicas de este material, que se caracteriza por presentar humedades muy altas, así como un bajo límite líquido y baja plasticidad. �Capítulo 6. Características de los residuos metalúrgicos sólidos 196 6.3.2. Ensayos edométricos La Figura 6.3, muestra los resultados de ensayos edométricos realizados sobre muestras remoldeadas de la presa de residuo número 3 en la Figura 6.1. Las muestras fueron compactadas estáticamente hasta densidad seca de 1.39 g/cm3 y una humedad inicial de 44% y grado de saturación igual a uno. En condiciones saturadas, el índice de compresión, Cc, es de 0.26 y el de hinchamiento, Cs, es de 0.05. La deformabilidad de estas muestras remoldeadas es algo mayor que la medida en muestras inalteradas de las otras presas existentes en el área (Heredia, 1980), en la Tabla 6.9 se indica el orden de magnitud de Cc medido por Heredia, (1980). Con las condiciones iniciales citadas, la estructura del material es muy colapsable. Cuando se carga una muestra con su humedad inicial de compactación del 10%, la deformabilidad de la misma es mucho menor que en condiciones saturadas (Cc= 0.12). Sin embargo, cuando una muestra con esa humedad se satura manteniendo una carga aplicada, se produce una importante reducción de volumen, hasta que finalmente alcanza un volumen final semejante al obtenido para esa misma carga con una muestra saturada inicialmente bajo carga nula. Tabla 6.8. Propiedades físicas de los residuos. Parámetros Presa 1* ACL Presa 3 ACL Presa 4* SAL N. de ensayos ρn (g/cm3) ρd (g/cm3) ρs (g/cm3) w% LL LP IP e n=20 2.38-2.23 1.83-1.67 3.99-3.77 35.3-29.4 25-23 24-21 11-6 1.35-1.15 n=22 2.15-1.73 1.57-1.33 4.11-3.52 30.9-25.0 40.4-35.3 36.8-30.0 7.4-3.1 1.95-1.47 n=6 2.38-2.29 1.83-1.64 3.8-4.04 35-25 44-40 40-36 6-4 2.2-1.3 (*Heredia, 1980) En la Figura 6.3, puede observarse la magnitud de la deformación de colapso para distintas cargas verticales. Este comportamiento es coherente con el observado en suelos naturales de granulometría y porosidad análoga a la del residuo (Alonso et al., 1987). �Capítulo 6. Características de los residuos metalúrgicos sólidos 197 Tabla 6.9. Parámetros de los ensayos edométricos (para tres presas de la Figura 5.1) Parámetros Presa 1* ACL Presa 3 ACL Presa 5* SAL N. ensayos Cc Cs N=22 0.31 0.06 N=6 0.26 0.05 N=20 0.24 0.05 (*Heredia, 1980) 1.90 Colapso Edómetro saturado Índice de poros 1.80 1.70 1.60 1.50 Carga de compactación 1.40 0.0 0.1 1.0 Carga vertical (MPa) 10.0 Figura 6.3. Curva edométrica representada en coordenadas semilogarítmicas (saturado y colapso). Muestra amasada o remoldeada del residuo ACL, de 50 mm de diámetro y 20 mm de altura. 6.3.3. Ensayos de compresión simple Se han realizado ensayos de compresión simple sobre probetas compactadas a una densidad seca de 1.53 g/cm3, algo inferior a la media “in situ” con una humedad inicial del 40% (Sr=1) que se han dejado secar lentamente en el ambiente del laboratorio (humedad relativa del 60% y temperatura de 22±2ºC) hasta alcanzar diferentes humedades finales (Figura 6.4A), al llegar a la humedad deseada se realizó el ensayo de compresión simple. En la Figura 6.4B) se muestra la variación del módulo de Young y de la resistencia a compresión en función del grado de saturación de las probetas. Puede observarse un claro aumento de la rigidez a medida que el material está más seco. �Capítulo 6. Características de los residuos metalúrgicos sólidos 198 0.05 Resistencia a la compresión simple (MPa) w=0.025 w=0.2 w=0.3 0.04 w=0.36 w=0.39 w=0.41 0.03 w=0.42 w=0.43 0.02 0.01 0 0 0.005 0.01 0.015 0.02 0.025 0.03 0.035 0.04 Deformacióin unitaria Figura 6.4A. Resultados del ensayo de compresión simple en función de la humedad. 50 100.0 Resistencia a la compresión (KPa) A E(MPa) 10.0 1.0 0.1 B 40 30 20 10 0 0.0 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 Grado de saturación 1.0 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 Grado de saturación 1.0 Figura 6.4B. Resultados del ensayo de compresión simple. A) Módulo de deformación, B) Resistencia a la compresión en función del grado de saturación (ensayo sobre muestras remoldeadas de 76 cm de altura y 38 de diámetro). La resistencia a la compresión es mayor para las muestras con un grado de saturación cercano al 80% (Figura 6.4B). En la Foto 6.6, se pueden apreciar diferentes muestras rotas en el ensayo de resistencia a la compresión. �Capítulo 6. Características de los residuos metalúrgicos sólidos 199 Incremento del grado de saturación Foto 6.6. Fotografía de algunas muestras rotas en el ensayo de compresión simple, nótese el plano de rotura, la disminución de altura de las muestras cilíndricas es el resultado de la deformación vertical experimentada debido al mayor grado de saturación. 6.3.4. Resistencia a tracción Por otra parte se ha medido la resistencia a tracción en muestras preparadas en las mismas condiciones iniciales, utilizando un equipo similar al descrito por Mikulisch y Gudehus (1995). La resistencia a tracción obtenida se muestra en la Figura 6.5, en esta misma figura se muestra la resistencia a la tracción medida indirectamente siguiendo el método Brasileño. Puede constatarse como la resistencia a tracción presenta un valor máximo para grados de saturación del orden de 0.8. Resistencia a la tracción (KPa) 20 15 10 5 Medida directa Ensayo Brasileño 0 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 Grado de saturación 1.0 Figura 6.5. Curvas de resistencia a la tracción con diferentes grados de saturación. A) Método Brasileño y tracción directa. Si analizamos los resultados de los ensayos de tracción y de compresión simple, podremos comprobar como tanto la resistencia a tracción como a compresión presentan un valor �Capítulo 6. Características de los residuos metalúrgicos sólidos 200 máximo para grados de saturación cercanos al 0.8 (Figura 6.5). El cociente entre la resistencia máxima a compresión y la resistencia máxima a tracción directa es del orden de 5. En las muestras cercanas a saturación, la resistencia a tracción tiende a ser del mismo orden de la resistencia a compresión. La diferencia que se aprecia entre el ensayo de tracción por el método Brasileño y el método de tracción directa puede ser debido a que este método no está pensado para suelos aunque por su sencillez se aplicó con el objetivo de ver si el material experimentaba un comportamiento similar al otro método. A Incremento del grado de saturación C B Foto 6.7. A) Fotografía de algunas muestras rotas por el ensayo Brasileño. B) Equipo de tracción directa. C) prensa usada en el ensayo Brasileño. �Capítulo 6. Características de los residuos metalúrgicos sólidos 201 6.3.5. Ensayos de corte directo Se efectuaron los ensayos de corte directo en condiciones drenadas sobre muestras remoldeadas con una densidad seca inicial de 1.53 g/cm3 y saturadas. Los resultados han proporcionado valores del ángulo de rozamiento interno entre 41º y 45º y cohesiones efectivas casi nulas (entre 0 y 0.01 MPa) (Figura 6.6.). 0.3 0.3 y = 1.1698x + 0.0108 R2 = 0.972 0.25 0.25 Tensión de corte (MPa) Tensión de corte (MPa) 0.2 MPa 0.2 0.15 y=x R2 = 1 0.1 0.05 0.2 0.2 MPa 0.15 0.1 MPa 0.1 MPa 0.1 0.04 MPa 0.05 Curva de valores máximos 0.05 MPa Curva de valores mínimos 0 0 0 0.05 0.1 0.15 0.2 Tensión normal (MPa) 0.25 0 2 4 6 8 Desplazamiento (mm) 10 Figura 6.6. A) Relación entre la tensión normal y la tensión de corte. B) Curva de tensión vs desplazamiento de corte directo en muestras remoldeadas para diferentes presiones normales del residuo ACL. 6.3.6. Ensayos triaxiales 6.3.6.1. Ensayos triaxiales en condiciones no drenadas Los ensayos triaxiales se realizaron en condiciones no drenadas sobre muestras de iguales características a las usadas en comprensión simple. Las muestras se prepararon en condiciones de grado de saturación igual al 100%. Los resultados de estos ensayos están indicados en la Figura 6.7. Puede observarse como para pequeñas deformaciones axiales (menores del 2%) se pueden medir importantes incrementos de presión de poros, mientras que cuando las deformaciones son mayores, el material tiende a ser dilatante y las presiones de poro se reducen, con el consiguiente aumento de la resistencia no drenada. �Capítulo 6. Características de los residuos metalúrgicos sólidos 202 El ángulo de rozamiento interno que se puede derivar de estos ensayos es de 35.6º, muy diferente al obtenido por los ensayos de corte directo. Esta diferencia entre el valor del ángulo de fricción interna entre los dos ensayos puede deberse a la velocidad con que se ha realizado el ensayo de corte directo 0.0048 mm/min, no haya sido lo suficientemente baja como para alcanzar las condiciones drenadas. Al ser un material esencialmente dilatante a grandes deformaciones, la resistencia no drenada es superior a la drenada. Resultados similares del ángulo de fricción interna en ensayos triaxiales se obtienen en residuos de minas de hierro en Brasil (Tibanas et al., 1998). σ3σ =250 KPa 3=250 σ3=350 KPa σ3=350 σ3=100 KPa σ3=100 Foto 6.8. Fotografías de tres muestras sometidas al ensayo triaxial. Muestras remoldeadas del residuo ACL de 76 mm de altura y 38 de diámetro. 200 800 B A 150 400 Presión de poros (kPa) q=σ1-σ3 (kPa) 600 1% 0.5% 200 σ3o'=350 0 kP 100 50 σ3ο'=200 kPa 0 -50 0.1% σ3o'=100 kPa σ3ο'=50 kPa -100 0 0 200 400 p’=[(σ1’+2σ3’)/3] (kPa) 600 0 10 20 Deformation axial Deformación axial (%) 30 Figura 6.7. Ensayos triaxiales. A) p´vs q y B) presión de poros vs deformación axial. Se realizaron en condiciones no drenadas sobre muestras de iguales características a las preparadas para los ensayos de compresión simple. �Capítulo 6. Características de los residuos metalúrgicos sólidos 203 La obtención de ángulos de fricción tan grandes en ensayos triaxiales y de corte directo al ensayar muestras de residuos mineros, son coherentes con los resultados de los trabajos de Markland and Eurenius, (1976), aunque hay que señalar que en ese trabajo la porosidad del material es inferior en un 20% a la que presentan los residuos estudiados en esta tesis. 6.3.6.2. Ensayos triaxiales cíclicos en condiciones no drenadas Se han realizado triaxiales cíclicos en condiciones no drenadas sobre muestras saturadas con una densidad seca inicial de 1.53 g/cm3. En la Figura 6.8A) se muestra la relación entre el número de ciclos necesario para llegar a la primera licuefacción y la amplitud de la razón de tensión cíclica (σd/(2σ'3o)). En la misma figura se muestra también esta relación para llegar a alcanzar diversos grados de deformación. Puede constatarse que una vez alcanzada la licuefacción, las deformaciones tienden a crecer muy rápidamente. En la Figura 6.8B) puede observarse como las presiones de poros empiezan a incrementarse cuando la deformación axial alcanza valores del orden del 0.1% y llegan a igualar a la tensión de confinamiento para deformaciones axiales del orden del 1% de forma casi independiente de la presión de confinamiento. Estos resultados son coherentes con los resultados de Dobry presentados por el Committee on Earthquake Engineering (1985) con arenas de diversas procedencias y diferentes densidades relativas. 1 A 0.3 Inicio licuefacción 1% deformación axial 2% deformación axial 3% deformación axial 4% deformación axial B 0.8 0.26 0.6 u/σ'3o Relación de delas lastenciones tensiones(σd/(2σ (σd/(2σ3o )) Relación 3o)) 0.34 0.22 0.4 0.18 0.2 0.14 1 10 100 Número de ciclos 100 0 0.01 σ3o' 100 KPa 100 KPa 103 KPa 200 KPa 200 KPa 1000 KPa 0.1 1 Deformación vertical (%) 10 Figura 6.8. Triaxiales cíclicos. A) Relación entre el número de ciclos necesario para llegar a la primera licuefacción y la amplitud de la razón de tensión cíclica. B) Relación entre la presión de poros y la deformación axial. Los ensayos se han realizado en condiciones no drenadas sobre muestras saturadas con una densidad seca inicial de 1.53 g/cm3. �Capítulo 6. Características de los residuos metalúrgicos sólidos 204 6.4. Comportamiento hidromecánico Para caracterizar el comportamiento hidromecánico se ha determinado la curva de retención del material, sus cambios de volumen asociados a los cambios de succión, la humedad y la permeabilidad saturada y no saturada. Todas estas propiedades son de interés si se pretende estudiar el comportamiento del residuo cuando las balsas se secan por primera vez y en los sucesivos procesos de humedecimiento y secado, debido a las condiciones climáticas, además del transporte y vertido de nuevos volúmenes de residuos. 6.4.1. Curva de retención La curva de retención del residuo para succiones entre 0.1 y 10 MPa se ha obtenido midiendo la succión mediante un psicrómetro de transistores (Dimos, 1991) en pequeñas muestras cilíndricas (15 mm de diámetro y 12 mm de altura, Foto 6.9) compactadas con humedad y densidad seca inicial controladas. En todos los casos las muestras se han realizado por triplicado en cada uno de los puntos medidos tanto para la curva de secado como para la de humedecimiento, en total se analizaron 65 muestras. Las pequeñas muestras saturadas para la curva de secado se han secado hasta alcanzar distintas succiones en el ambiente del laboratorio con temperatura controlada de 22±oC. En los ciclos de humedecimiento el aumento de humedad se ha realizado añadiendo el agua necesaria gota a gota, a partir de muestras equilibradas en un recipiente como el de la Figura 6.9. con una succión 38 MPa impuesta con una solución salina de ClNa. A B Foto 6.9. A) Imagen del recipiente utilizado para lograr el equilibrio de las muestras con una solución salina. B) Muestras utilizadas para la determinación de la succión en el psicrómetro. �Capítulo 6. Características de los residuos metalúrgicos sólidos 205 Con succiones menores a 1 MPa, se han realizado ensayos edométricos con succión controlada para evaluar los cambios de volumen y humedad del material cuando se le somete a cambios de succión o de carga vertical en condiciones no saturadas. El edómetro (Lloret, 1993; Lloret y Alonso, 1985) utiliza la técnica de la traslación de ejes (Hilf, 1956), para controlar la succión del material. Las variaciones de succión se han impuesto aplicando una presión de aire de 1 MPa en la cara superior de la muestra (50 mm de diámetro y 20 mm de altura) y variando la presión de agua en la base de la piedra porosa de alto valor de entrada de aire. La medida de la cantidad de agua que entra o sale de la muestra permite conocer la humedad de la muestra. Si en los ensayos edométricos se mide de forma continua la evolución en el tiempo del volumen de agua que entra en la muestra tras un cambio de succión, la permeabilidad no saturada se puede obtener mediante el ajuste de esta evolución utilizando la solución simplificada de Richards, teniendo en cuenta la baja permeabilidad de la piedra porosa de alto valor de entrada de aire (Kunze y Kirham, 1962; Romero, 2000). En el ensayo edométrico se partió de una muestra saturada con un índice de poros de 1.75. La tensión vertical neta aplicada durante el ensayo ha permanecido constante con un valor de 0.03 MPa. En la Figura 6.9A) se muestran las curvas de retención correspondientes a trayectorias de secado y de humedecimiento en el caso de muestras inicialmente saturadas y compactas con un índice de poros inicial de 1.75. En la Figura 6.9A) se incluyen las medidas realizadas con psicrómetro y en el edómetro de succión controlada. Puede observarse que los dos tipos de medida se solapan bien, lo que indica que la succión osmótica es una pequeña parte de la succión total. Por otra parte, puede observarse que la histéresis es importante. En la Figura 6.9B) puede apreciarse el efecto del volumen de poros en la forma de la curva de retención en trayectoria de secado. Una reducción del volumen de poros implica un aumento importante del valor de entrada de aire en el material. La Tabla 6.10 muestra los parámetros que definen las distintas curvas de retención obtenidas, cuando se utiliza para el ajuste la expresión propuesta por Van Genuchten (1978) para modelar dichos resultados: 1    s  1− λ   Sr =  1 +     Po    −λ (6.2). �Capítulo 6. Características de los residuos metalúrgicos sólidos 206 donde Sr es el grado de saturación, s la succión y λ y Po parámetros que pueden ser estimados a partir de los resultados experimentales (Tabla 6.10). 100 100 A) 10 Succión (MPa) Succión (MPa) 10 Secado 1 B) Secado Mojado 0.1 e=1.5 1 e=1.75 0.1 e=1.75 e=2 0.01 0.01 0 0.2 0.4 0.6 0.8 Grado de saturación Psicrómetro 1 0 Ed. de succión controlada 0.2 0.4 0.6 0.8 Grado de saturación 1 Mod. de V. Genuchten Figura 6.9. Curva de retención obtenida por la técnica psicrométrica y el edómetro de succión controlada. A) Curva de secado y humedecimiento para un mismo índice de poros iniciales. B) Curva de retención en trayectoria de secado para diferentes índices de poros iniciales (15 mm de diámetro y 12 mm de altura). Tabla 6.10. Valores de Po y λ obtenidos del ajuste de las curvas de retención (Figura 5.17) Índice de poros (e) 1.50 1.75 1.75 2.00 Ensayo Po (MPa) λ Secado 1.100 0.389 Secado 0.374 0.392 Mojado 0.134 0.398 Secado 0.079 0.357 6.4.2. Cambio de volumen debido a cambios de succión La Figura 6.10 muestra el cambio de volumen y de contenido de agua experimentado por el material durante dos incrementos de succión durante el ensayo edométrico con succión controlada. En el primer caso (Figura 6.10A), con un incremento de succión entre 0.01 a 0.03 MPa, la muestra, debido al bajo valor de la succión aplicada permanece prácticamente saturada y el cambio de volumen total es muy parecido al volumen de agua que sale de la muestra. En cambio, cuando la succión es mayor (cambio desde 0.4 a 0.6 MPa) la muestra tiene un grado se saturación menor y el cambio de volumen global es muy pequeño frente al cambio de volumen de agua. �Capítulo 6. Características de los residuos metalúrgicos sólidos 6 6 A B 5 5 Cambios de volumen Cambio de volumen(%) (%) Cambio de volumen (%) 207 4 3 Agua Global 2 1 4 3 Agua Global 2 1 0 0 1 10 100 1000 Tiempo (minutos) 10000 1 10 100 1000 10000 Tiempo (minutos) Figura 6.10. Cambio de volumen y de contenido de agua experimentado por el material durante dos incrementos de succión en el ensayo edométrico con succión controlada. A) 0.01-0.03 MPa. B) 0.4-0.6 MPa En la Figura 6.11 se muestra la evolución del índice de poros y del grado de saturación de la muestra durante el ciclo de secado/humedecimiento/secado realizado bajo una carga de 0.03 MPa en el edómetro de succión controlada. Puede observarse la existencia de una importante deformación irreversible durante el primer ciclo de secado (Figura 6.11A) mientras que en los ciclos subsecuentes las deformaciones son mucho menores y reversibles, lo que denota la histéresis que acompaña los procesos de secado y humedecimiento en estos residuos. �Capítulo 6. Características de los residuos metalúrgicos sólidos Ín dice de poros 1. 72 Grad o de satu ración 2 A 1. 68 8 1. 64 4 1. 60 0 1. 56 6 1. 52 2 1 .00 208 B D C 0 .80 Secado 0 .60 M ojado Secado 0 .40 0.01 0.1 Succión (MPa) 1.0 0.2 0.3 0.4 Humedad Figura 6.11. Resultado del ensayo en el edómetro de succión controlada en el residuo ACL. A) Cambio del índice de poros (variación de volumen) en función de la succión. B) Variación del índice de poros en función de la humedad. C) Variación del grado de saturación en función de la succión impuesta. D) Relación entre la humedad y el grado de saturación. La Figura 6.12 muestra la evolución del cambio de volumen respecto al cambio de humedad de una probeta cilíndrica de material (38 mm de diámetro y 76 mm de altura, Figura 6.12B), inicialmente saturado y con una densidad seca de 1.53 g/cm3, expuesto sin confinamiento a una atmósfera con una humedad relativa del 60%. Puede observarse como la relación entre el cambio de volumen (medido a través del cambio en las dimensiones de la probeta) y el cambio de humedad es lineal cuando la humedad es alta. Si el material permaneciera totalmente saturado la relación entre el cambio de volumen y el cambio de humedad debería tener una pendiente igual al valor del cociente entre la densidad seca inicial y la densidad del agua. En la Figura 6.12 se observa que el contenido de agua es algo menor al indicado por la relación anterior, ello probablemente es debido a que la distribución del agua no es uniforme en la muestra y la periferia de la muestra en contacto directo con el ambiente deja de estar �Capítulo 6. Características de los residuos metalúrgicos sólidos 209 saturada antes que el interior de la misma. El límite de retracción que resulta de la deformación final de la muestra es del 0.37 (37%) si se calcula como: εν = − (ω r − ω o ) ρ do (6.3) ρω donde (ωr) es el límite de retracción, (ωo) es la humedad inicial, (εv) es la deformación volumétrica final, (ρdo) la densidad seca inicial y (ρw) la densidad del agua. Hay que señalar que tanto en el ensayo edométrico como en este ensayo de retracción, el cambio de volumen experimentado por el material en condiciones saturadas es importante (Figuras 6.11 y 6.12). 0.00 Cambio de volumen (εv ) A B 0.05 0.10 Material saturado ideal 0.15 wr 0.20 0.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 Humedad Figura 6.12. A) Curva de retracción del residuo ACL. B) Fotografía de la muestra de residuo. 6.4.3. Permeabilidad La permeabilidad saturada del material depende de forma importante de su volumen de poros. En la Figura 6.13A, se muestra la relación prácticamente lineal existente entre el índice de poros y el logaritmo de la permeabilidad medida imponiendo un gradiente constante sobre una probeta saturada colocada en el interior de la cámara de un equipo triaxial (Figura 6.16) y sometida a diferentes presiones de confinamiento. �1.E-06 1.E-10 1.E-07 1.E-11 knosat (m/s) ksat (m/s) Capítulo 6. Características de los residuos metalúrgicos sólidos 1.E-08 1.E-09 210 e=1.70 Mod. Van Genuchten Primer secado Mojado Segundo secado 1.E-12 1.E-13 e=1.56 A a) 1.E-10 B b) 1.E-14 1.0 2.0 3.0 4.0 Indice de poros 0.4 0.6 0.8 Grado de saturación 1 Figura 6.13. Permeabilidad del residuo ACL. A) Saturada, B) No saturada, observese como la permeabilidad no saturada se ajusta a la ecuación de Van Genuchten. La Figura 6.13B) muestra la evolución de la permeabilidad con el grado de saturación medido durante los cambios de succión impuestos en el edómetro con succión controlada en las trayectorias de secado/humedecimiento/secado utilizadas para definir la curva de retención mostrada en la Figura 6.11C. Puede observarse una importante disminución de la permeabilidad cuando el material deja de estar saturado. De forma aproximada la relación entre el grado de saturación y la permeabilidad se puede ajustar a la ecuación de Van Genuchten, 1978: k nosat = S r0.5 (1 − (1 − S r1 / λ ) λ ) 2 k sat (6.4) siendo ksat la permeabilidad saturada, knosat la permeabilidad no saturada, Sr el grado de saturación y λ el valor obtenido del ajuste de las curvas de retención (Figura 6.9A y 6.9B, Tabla 6.10). 6.5. Formación de grietas por desecación Las fisuras verticales por desecación aparecen en los residuos mineros o suelos cuando las tensiones de tracción que se ejercen en un plano vertical llegan a superar la resistencia a la tracción del medio, esta resistencia a la tracción depende del contenido de agua. Las tensiones �Capítulo 6. Características de los residuos metalúrgicos sólidos 211 horizontales se generan por la tendencia del suelo a disminuir de volumen cuando se deseca. Hasta la aparición de las primeras fisuras, la deformación horizontal del suelo es casi nula, de forma que se compensa la disminución de volumen por desecación con un incremento de las tensiones de tracción. La magnitud de las tensiones de tracción están pues relacionadas con la rigidez del material y el cambio de volumen que experimenta cuando se deseca. Cuanto mayores sean los gradientes verticales de humedad generados por las condiciones de evaporación en la superficie, mayores serán los gradientes de tensión horizontal y mayor probabilidad existirá para la formación de fisuras (Morirs et al., 1992; Rodríguez et al., 1998; Yesiller et al., 2000). A fin de conocer el proceso de formación de grietas por retracción del material observadas en las presas de residuo en el campo (Foto 6.2), se han realizado una serie de ensayos de desecación con el residuo de la presa 3 correspondiente al proceso metalúrgico ACL. La muestra de residuo se ha extendido sobre una placa circular (225 mm de diámetro) situada en un ambiente con humedad relativa controlada. Los ensayos son similares a los descritos por Fang (1997), Lloret et al, (1998) y Kodikara et al., (2000). Las placas estaban ranuradas con estrías de 1.5 mm de profundidad a fin de evitar el deslizamiento en el contacto entre la placa y el residuo. El material se extendió sobre las placas con diferentes espesores y con una humedad inicial de aproximadamente el 50%. Se realizaron cuatro series de ensayos en los que las placas se encerraban en recipientes estancos de unos 12 litros de capacidad en los que se imponía la humedad relativa del aire empleando disoluciones salinas o de ácido sulfúrico, en una quinta serie las placas se mantuvieron en el ambiente abierto del laboratorio con una humedad relativa del aire del 60%. La succión final del agua en el material está relacionada con la humedad relativa del ambiente que lo rodea a través de la ley psicrométrica. La temperatura en todas las series de ensayos se mantuvo a 22±2 ºC. �Capítulo 6. Características de los residuos metalúrgicos sólidos 212 Foto 6.10. Foto de un desecador usado en los ensayos de retracción. Se aprecia que la muestra de residuo en la bandeja está agrietada. En la Foto 6.11 se muestran las fotografías correspondientes a ensayos realizados con tres espesores de material situado en un ambiente cerrado con diferentes humedades relativas y en condiciones de atmósfera de laboratorio. Puede apreciarse como al aumentar el espesor del residuo aumenta el tamaño de la superficie encerrada entre las fisuras (tamaño de los bloques o mosaicos). Las fisuras tienen forma vertical y se mantiene prácticamente igual para los distintos espesores estudiados. En la Tabla 6.11 se incluyen las características más significativas de los ensayos realizados. �Capítulo 6. Características de los residuos metalúrgicos sólidos I-A I-B I-C I-D I-E II-A III-B 213 III-A III-B II-C III-C II-D III-D II-E III-E Foto 6.11. Se muestra el agrietamiento de tres capas de residuo de diferentes espesores secadas en el laboratorio bajo diferentes condiciones de humedad relativa (HR) y temperatura constante de 22 grados. I) 4 mm; II) 8 mm y III) 16 mm. A) HR=97.8%; B) HR=75%; C) HR=60%; D) HR=15.6% y E) HRlaboratorio=60%. �Capítulo 6. Características de los residuos metalúrgicos sólidos 214 En la Figura 6.14A, puede observarse la existencia de una relación prácticamente lineal entre la distancia entre las fisuras y el espesor del material, mientras que el efecto de la humedad relativa impuesta sobre la distancia entre fisuras es mucho menor. La humedad en el momento de la aparición de las fisuras es elevada en las muestras en las que la succión impuesta ha sido menor de 100MPa de forma que el material puede considerarse como prácticamente saturado, sin embargo cuando la succión impuesta es muy elevada, la humedad en el momento de la aparición de las fisuras resulta ser mucho más baja (Figura 6.14B). En la Figura 6.14C, puede observarse que el tiempo necesario para la aparición de las grietas disminuye de forma importante cuando el ambiente en el que se sitúa la muestra es abierto. Por otra parte, puede observarse también que este tiempo aumenta al disminuir la succión impuesta y al aumentar el espesor de la muestra de residuo depositado encima de la placa ranurada. Tabla 6.11. Principales resultados del ensayo de retracción en bandejas. Característica del ensayo Humedad relativa impuesta (%) Contenedor cerrado 97.8 Contenedor cerrado 75.0 60.0 Contenedor cerrado 15.6 Contenedor cerrado Atmósfera laboratorio 60.0 Succión impuesta (MPa) Espesor Tiempo del suelo de inicio de la grieta (mm) (días) Humedad al inicio de la grieta (%) Apertura final de las grietas (mm) Distancia entre grietas (mm) Retracción vertical al iniciar la grieta (%) Retracción vertical final (%) 3.0 3.0 3.0 38.0 38.0 38.0 58.9 58.9 58.9 251.0 251.0 251.0 4 8 16 4 8 16 4 8 16 4 8 16 22.00 35.00 58.00 9.00 15.00 26.00 6.00 12.06 19.05 3.00 10.00 14.00 41.9 43.5 43.7 42.6 43.8 45.9 41.9 43.5 43.1 29.6 30.1 30.5 0.4 0.8 1.2 0.1-0.5 0.1-0.6 0.1-0.8 0.1-0.5 0.05-0.6 0.05-1.3 0.05-0.1 0.05-0.5 0-1.2 17 37 117 14 39 55 14 30 66 14 36 70 1.15 1.40 1.50 2.70 3.00 2.40 4.90 6.10 5. 56 7.85 7.20 6.00 1.25 1.50 1.67 3.00 3.12 2.50 5.20 6.40 5.70 8.00 7.50 6.25 58.9 58.9 58.9 4 8 16 0.17 0.45 1.07 41.9 43.5 43.6 0.05-0.5 0.1-0.5 0.1-2 13 28 66 7.60 7.00 6.87 8.00 8.20 8.70 Este comportamiento puede ser debido al aumento de la rigidez observada al aumentar la succión del material. En la Figura 6.14D, se observa que la retracción aumenta con el espesor y con la succión impuesta. La retracción en condiciones de atmósfera de laboratorio es mucho mayor que en condiciones de atmósfera cerrada para un mismo valor de la succión. �Capítulo 6. Características de los residuos metalúrgicos sólidos 215 80 B Humedad al iniciarse la grieta (% Dis tancia entre grietas (mm) ) A 60 40 y = 4.03x 2 R = 0.96 20 0 38 34 30 26 0 5 10 15 Altura de la muestra (mm) 20 1 100 ) 1 1000 D Retracción vertical (% 10 10 100 Succi ón impu est a (MPa) 10 C Tiempo de incio de la grieta (días) 42 8 6 4 2 0.1 0 1 10 100 1000 Succión impuesta (MPa) 0 100 200 300 Succión impuesta (MPa) h=4mm h=8 mm h=16 mm h=4 mm h=8 mm h=16 mm Laboratorio Contenedor Figura 6.14. A) Relación entre el espesor de las muestras y la distancia entre fisuras. B) Relación entre la humedad al formarse la grieta y la succión impuesta. C) Relación entre el tiempo de agrietamiento y la succión. D) Relación entre la succión y la retracción vertical. En la Figura 6.15A se puede apreciar la correlación entre la distancia de las grietas obtenidas en el laboratorio y las medidas en el campo. En el caso de la distancia de las grietas en el terreno está condicionada en muchos casos por la uniformidad de la capa de residuos. Es de �Capítulo 6. Características de los residuos metalúrgicos sólidos 216 señalar que en el caso de las muestras de laboratorio la muestra del residuo está fijada a la superficie de las bandejas que evitan su desplazamiento horizontal. 600 Datos de bandejas agrietadas en el laboratorio residuo ACL, Presa 3 Medidas en el terreno, Presa 3 residuo ACL Medidas en el terreno, Presa 4 residuo SAL Distancia entre grietas (mm) 500 400 300 200 100 0 0 10 20 30 40 50 Espesor de la capa (mm) 60 70 80 Figura 6.15A. Representación de la distancia entre grietas y el espesor en datos de campo y de laboratorio. La velocidad de evaporación es mucho más grande en las condiciones de laboratorio que en las muestras dentro de los contenedores. En el caso de los espesores estudiados la evaporación está controlada por la difusión del vapor y la velocidad de evaporación es más o menos constante para los tres espesores cuando la evaporación se produce en contacto con la atmósfera de laboratorio, sin embargo en el caso de las muestras encerradas en los contenedores la velocidad es la misma para los espesores de 4 y 8 mm, pero para el espesor de 16 mm es algo mayor (Figura 6.15B). �Capítulo 6. Características de los residuos metalúrgicos sólidos 217 Tiempo (horas) Tiempo (horas) 0 500 0 1000 A 0.2 Inicio de la grieta 16 mm 8 mm 4 mm 0.6 Pérdida de agua por unidad de área (g/cm2) Perdida de agua por unidad de área (g/cm2) 2 Pérdida Perdidadedeagua aguapor porunidad unidadde de área área (g/cm (g/cm2)) 100 0 0 0.4 50 150 B 0.2 0.4 0.6 0.8 1 Inicio de la grieta 4 mm 16 mm 8 mm Figura 6.15B. Pérdida de agua por unidad de área para los tres espesores de muestra estudiados (Foto 6.11). A) Contenedores cerrados (Foto 6.10). B) Muestras en contacto con atmósfera de laboratorio. 6.6. Influencia de las grietas de retracción sobre la permeabilidad de los residuos mineros Con el objetivo de evaluar la posible influencia de las grietas de desecación en el transporte de contaminantes en los residuos mineros, se realizó a nivel de laboratorio una simulación de la mezcla de sólidos y agua que conforman los residuos de una de las plantas metalúrgicas de la industria cubana del níquel (44% de sólido y 56% de agua). Para efectuar la preparación de las muestras que se utilizan en el experimento se usaron recipientes de 225 mm de diámetro por 200 mm de alto. Para ello se vertía el material en estos recipientes con el peso de sólido necesario para conformar capas de 10, 20 y 40 mm de espesor y se dejaba secar en el laboratorio con temperatura controlada (60% de humedad relativa y temperatura de 22 grados), hasta que en la superficie se formaban las grietas de desecación similares a las de la Foto 6.11 y luego se vertía una nueva capa de lodo que rellenaba las fisuras de la anterior y así sucesivamente hasta conformar las muestras deseadas en cada uno de los recipientes. Durante el secado de las primeras capas de lodo vertidas en el recipiente se controló la pérdida de humedad en función del tiempo. �Capítulo 6. Características de los residuos metalúrgicos sólidos 218 Además, simultáneamente a estas muestras se confeccionó una muestra homogénea de 130 mm de altura y 100 mm de diámetro con las mismas condiciones de mezcla inicial de las otras muestras, la cual se dejó secar y posteriormente se realizaron con ella los ensayos de permeabilidad. Después de elaboradas cada una de estas muestras de gran tamaño se tallaba o cortaba una muestra procedente de cada recipiente de 120 mm de alto y 100 mm de diámetro (Foto 6.12) y se sometía al ensayo de permeabilidad en el equipo triaxial cuyas características se muestran en la Figura 5.16. Las cuatro muestras fueron saturadas dentro de la cámara triaxial antes de iniciar el ensayo de permeabilidad durante un periodo de 24 horas comprobando que el volumen de agua de entrada era igual al de salida, la tensión de confinamiento inicial durante la saturación fue de 7 KPa en todos los ensayos de las muestras agrietadas y estratificadas, mientras que en la continua fue de 12 KPa. Las muestras estaban rodeadas de una membrana que impedía el flujo preferencial por las paredes. La dirección del flujo de agua fue siempre de abajo hacia arriba (Figura 6.16). La variación de la porosidad en todos los ensayos se controló por la diferencia entre el volumen de agua que entra y el volumen de agua que sale, considerando que esta diferencia equivalía a la variación de volumen de la muestra. El volumen de agua era almacenado en la salida del triaxial (Figura 6.16), en un recipiente cerrado para evitar la pérdida por evaporación. El volumen de agua era controlado periódicamente y se cambiaba de escalón en la presión de confinamiento cuando se comprobaba que el volumen de entrada de agua era igual al de salida. Con el flujo ya estabilizado se realizó el cálculo de la permeabilidad en cada caso (Figura 6.17). �Capítulo 6. Características de los residuos metalúrgicos sólidos 219 Célula de carga Piedra porosa Muestra Cámara de confinamiento Pedestal Membrana Transductor de presión de poros Pistón Llave de paso Conductos de agua Controlador de presión de cámara (GDS) Colector de agua Dirección del flujo Controlador de volumen y de presión de cola (GDS) Figura 6.16. Esquema del equipo triaxial usado en los ensayos de permeabilidad y en los ensayos triaxiales. En la Figura 6.17 se muestra la variación de la permeabilidad en función de la tensión isótropa de confinamiento, obtenida sobre una muestra continua de 100 mm de diámetro y 120 mm de altura con una densidad inicial de 1.53 g/cm3 y la permeabilidad obtenida en 3 muestras del mismo tamaño construida mediante capas de 10, 20 y 40 mm de altura y de 1.53 g/cm3 de densidad inicial. Como se puede ver, la fisuración del material por desecación puede aumentar significativamente el valor de su permeabilidad, aún en el caso de que se favorezca el sellado de las fisuras mediante un confinamiento mecánico. Como se puede apreciar en la Figura 6.17 existe una diferencia entre la permeabilidad en el medio poroso continuo y el medio agrietado, donde la permeabilidad en el medio poroso continuo es inferior en más de un orden de magnitud con relación a las muestras formadas por capas de suelo agrietado. Esto nos indica que aunque las fisuras abiertas en cada una de las muestras es rellenada nuevamente por el lodo vertido en la parte superior, los planos de discontinuidad no se cierran del todo. En el caso de transporte de contaminantes éste es un �Capítulo 6. Características de los residuos metalúrgicos sólidos 220 aspecto a tener en cuenta, debido a que un incremento de la permeabilidad de esta magnitud significa un incremento en el riesgo de la contaminación, pues el tiempo de tránsito de los contaminantes a través del medio poroso se ve reducido considerablemente. Estos resultados coinciden con los obtenidos por Mackay and Fredericia, (1995) y Jorgensen, et al., (1998) para materiales arcillosos. En esos estudios las grietas estaban rellenas de material arcilloso de la misma composición que el material no agrietado. 1.E-05 1.E-05 B A 1.E-06 1.E-06 1.E-07 k (m/s) k (m/s) 1.E-07 1.E-08 1.E-08 1.E-09 1.E-09 1.E-10 0.54 0.56 0.58 0.60 0.62 0.64 0.66 Porosidad 1.E-10 1 10 100 1000 10000 Presión de confinamiento (KPa) Muestra en capas agrietadas h=10 mm Muestras en capas agrietadas h=20 mm Muestra en capas agrietadas h=40 mm Muestra continua Figura 6.17. A) Relación de la permeabilidad saturada con la porosidad y B) Variación de la permeabilidad con la presión de confinamiento, h, es el espesor de las capas que conforman cada una de las muestras. En el caso de los depósitos de residuos mineros se puede considerar que este proceso puede ser aún más importante, ya que es típico observar en la superficie de estos embalses grietas de desecación y estratificación por capas (Fotos 5.1 y 5.2), debido a la variabilidad en los procesos y lugares de depósito de estos residuos. En la Figura 6.17, se puede ver que el espesor de las muestras influye en la permeabilidad, a mayor espesor la permeabilidad es ligeramente mayor, esto puede ser debido al factor de escala, ya que al cortar las muestra con la que se va a realizar el ensayo se ha observado que la separación entre los labios de las grietas es mayor en las muestra de 40 mm que en las otras dos muestras (10 y 20 mm). �Capítulo 6. Características de los residuos metalúrgicos sólidos 221 La obtención de la permeabilidad en función del confinamiento es de gran utilidad para la estimación del valor de la permeabilidad en las presas de residuos, pues si se conoce el espesor de las capas y la profundidad a que se encuentran estas se puede determinar el confinamiento y con el uso de la figura 6.17 obtener un valor de la permeabilidad estimativo para esa zona o punto de la presa de residuos. I II III IV Fotos 6.12. Muestras sobre las que se determinó la permeabilidad en el ensayo triaxial. I) muestra homogénea, II) muestra por capas de 10 mm, III) muestra por capas de 20 mm y IV) muestra por capas de 40 mm. La diferencia del color se debe a la cámara fotográfica. Todas las muestras son de color negro. 6.7. Conclusiones Debido a la composición química de los residuos (fase sólida y líquida) en metales pesados (Cr, Ni, Co, etc.) y compuestos orgánicos, éstos se encuentran en la lista número dos de sustancias contaminantes de la legislación ambiental europea (DOGC 1776 del 28-07-1993). -Los estudios de laboratorio muestran que el material de las presas de colas se caracteriza por una granulometría limo-arcillosa. De acuerdo a la caracterización físico-mecánica el material se clasifica como un limo de bajo límite líquido. El material cuando se compacta con una humedad baja presenta características típicas de los residuos mineros colapsables. La resistencia a la compresión, a la tracción y la rigidez presentan una gran dependencia del grado de saturación. La resistencia a la compresión presenta un máximo para grados de saturación del orden del 85 al 90%, mientras que la resistencia a la tracción es máxima para �Capítulo 6. Características de los residuos metalúrgicos sólidos 222 grados de saturación más bajos del orden del 80 al 85%. La rigidez disminuye progresivamente en la medida que aumenta el grado de saturación. - Según los resultados de la conductividad hidráulica saturada el material sin fisurar (10-8 m/s) se comporta como un acuitardo. Sin embargo si se considera la permeabilidad del material agrietado (10-6 m/s) este se material se comporta como un material de permeabilidad media. - La formación de fisuras en los residuos acumulados en las presas de la industria cubana del níquel, está favorecida por las bruscos cambios de humedad que se generan debido a las condiciones climáticas. La formación de estas fisuras condiciona el régimen de infiltración y en casos como el estudiado en Moa, constituye una zona preferencial de flujo de indudable importancia. - Las grietas de desecación aparecen para grados de saturación muy altos superiores al 80 %, en los diferentes casos analizados. - La distancia (L) entre fisuras en el material secado en el laboratorio es proporcional a su espesor (h). De forma aproximada puede decirse que L=4h. Por tanto el área (A en cm2) de los mosaicos que se forman durante el proceso de desecación de las capas de residuos y el espesor (h en mm) presentan una relación lineal (A≈16h2). - El comportamiento hidromecánico del material afecta la conductividad hidráulica de dos formas: I) los cambios de volumen (variación de la porosidad) y de grado de saturación producen una disminución de la conductividad hidráulica y II) las grietas de desecación provocan un incremento de la permeabilidad con relación al material homogéneo (medio poroso) en más de un orden de magnitud, aunque estas grietas estén rellenas por el material depositado en la colocación de las capas sucesivas. - Se ha comprobado que cuanto mayor es el espesor de la capa de residuos que se deseca mayor es la separación entre las grietas y la abertura (distancia entre los labios) de las mismas. El aumento de la abertura supera el efecto de la separación entre grietas y favorece el aumento de la permeabilidad global. �Capítulo 6. Características de los residuos metalúrgicos sólidos 223 - El haber determinado la variación de la permeabilidad en función del confinamiento y con diferentes espesores de las capas de residuos estratificadas es de gran valor práctico, pues en el estudio de las presas de residuos si se conoce el espesor de las capas que forman el embalse y la profundidad a que se encuentran estas capas se puede estimar un valor de la permeabilidad en ese punto. - El valor de entrada de aire de los residuos es relativamente bajo, lo que favorece la retracción por desecación del material. La determinación de la curva de retención y de la permeabilidad en condiciones saturadas y no saturadas puede ser de interés en estudios de flujo y transporte en condiciones saturadas y no saturadas. - La determinación y conocimiento de los parámetros de resistencia constituyen una herramienta de interés que puede ser usada en los estudios de diseño y construcción de las presas de residuo para los nuevos emplazamientos. - El mayor riesgo ambiental de estos residuos se debe a la recarga que pueden producir sobre el acuífero debido al gran contenido de sales disueltas que se encuentran en las aguas de poros. Además, son materiales que se erosionan con facilidad y pueden ser susceptibles de licuefactar de acuerdo con los resultados que se han obtenido en los ensayos triaxiales cíclicos del laboratorio. Este constituye uno de los temas que a nuestro entender y considerando la actividad sísmica de la zona debe ser tenido en cuenta en investigaciones futuras. - Otro aspecto que requiere ser tenido en cuenta desde el punto de vista ambiental es la fina granulometría de estos residuos y su muy pequeña cohesión, lo que puede facilitar su incorporación a la atmósfera por erosión por aire. Los compuestos que pueden ser mas fáciles de incorporar al aire son los de baja densidad (la fracción orgánica). - En la Figura 6.18 se representa un posible mecanismo para explicar que el material agrietado tenga una permeabilidad más alta. Aunque las fisuras se rellenen con el mismo material saturado, el material que ya se ha secado no cambia prácticamente de volumen al mojarse y secarse de nuevo, aspecto comprobado en los ensayos de secado y humedecimiento �Capítulo 6. Características de los residuos metalúrgicos sólidos 224 con el edómetro de succión controlada (Figura 6.11). Por otra parte el material que se deposita saturado, al secarse por primera vez disminuye mucho su volumen por el proceso de retracción y deja espacios libres por donde puede circular el agua. Vertido inicia primera capa Muestra saturada Primer secado capa Evaporación, retracción y agrietamiento Grieta Vertido de la segunda capa Sellado de la grieta Primer secado capa Evaporación, retracción y agrietamiento Grieta Volumen libre Figura 6.18. Mecanismo para explicar que el material agrietado tenga una permeabilidad mayor que el medio poroso aunque se rellenen las grietas con el mismo material. �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 225 Capítulo 7. MOVILIDAD DE LOS METALES Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) EN RESIDUOS MINEROS: ENSAYOS DE LABORATORIO 7.1. Movilidad de los metales 7.1.1. Introducción El drenaje ácido de minas (DAM) y los lixiviados de contaminantes emanados de las escombreras, presas y balsas de residuos, se han convertido en una de las mayores causas de contaminación de las aguas superficiales y subterráneas (Fernández, 1981, 1998a, 1998b; Younger, 1998, 2000). Los metales pesados retenidos por el suelo durante la infiltración de aguas contaminadas pueden ser gradualmente liberados debido a los procesos abióticos y bióticos que tienen lugar en el suelo, por lo que constituyen una amenaza para las aguas subterráneas y en especial para las de abastecimiento (Wang et al., 1998). Por esta razón el estudio de los procesos de transporte y flujo de contaminantes en el medio poroso (suelos y residuos) es de gran interés. En los procesos de flujo y transporte de contaminantes, la sorción (adsorción-desorción, químisorción-desorción) de los mismos es uno de los factores determinantes tanto en el medio poroso saturado como en el no saturado. Esta propiedad de los medios porosos desempeña un importante papel desde el punto de vista medioambiental, pues constituye la barrera natural que impide, dificulta o retrasa la movilidad geoquímica de los solutos (contaminantes o no contaminantes) en el medio poroso. La capacidad de adsorción de un medio poroso (suelo, residuo o resinas sintéticas) está condicionada por varios factores: contenido volumétrico de agua (medio saturado o no), contenido de materia orgánica (MO) y su tipo, pH, Eh, composición mineralógica (potencial zeta de las fases minerales presentes y las partículas sólidas como MO, minerales amorfos y coloides), tamaño de las partículas (esta propiedad determina la superficie reactiva, porosidad y la conductividad hidráulica), capacidad de intercambio catiónico (CIC), concentración del contaminante en el medio y por las propiedades hidrogeoquímicas del contaminante (solubilidad, reactividad, semi vida t1/2) y en menor medida por la temperatura. �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 226 Para el estudio del transporte de contaminantes, a nivel de laboratorio se han desarrollado una serie de métodos que permiten deducir el comportamiento hidrogeoquímico de determinados solutos (orgánicos e inorgánicos), ante la presencia de una matriz sólida que puede ser: suelo, residuo, materia orgánica, minerales, resinas sintéticas u otros materiales. Entre estas técnicas se encuentran los ensayos de adsorción-desorción (Batch equilibrium sorption studies) y los ensayos de flujo a través de columnas (miscible displacement experiments) (Rao, 1974; Tyler, 1981; Rao et al., 1993; Wang et al., 1998). El objetivo de este capítulo es determinar los factores que controlan los procesos de adsorción-desorción de los metales pesados Cr(VI), Ni(II) y Mn(II) en los residuos mineros ACL y SAL de la industria cubana del níquel y los parámetros cinéticos que regulan el flujo y transporte de estos contaminantes en el medio poroso. La elección de estos tres metales para realizar los ensayos Batch se debe a que: son los principales contaminantes detectados tanto en las aguas contaminadas y no contaminadas de los acuíferos del municipio de Moa, así como en las aguas residuales de los procesos metalúrgicos. Estos metales se caracterizan por permanecer en disolución en concentraciones variables en medios acuosos que van desde débilmente ácidos a ligeramente alcalinos. 7.1.2. Material Los ensayos se han realizado con los residuos correspondientes a los dos procesos metalúrgicos existentes en el distrito minero de Moa, Cuba. Los residuos fueron tomados en dos presas (presas 3 y 5 Figura 6.1) a profundidades correspondientes al intervalo de 10 a 20 cm (Figura 3.1, puntos de muestreo). Las muestras usadas fueron secadas al aire en el laboratorio a una temperatura de 40±2 grados. El material se encuentra en su forma original sin realizar ningún tipo de tamizado, debido a que su granulometría es inferior a 200 micras. Las principales propiedades de los residuos aparecen en la Tabla 7.1. �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 227 7.1.3. Ensayos de adsorción-desorción de los metales pesados en los residuos mineros Los estudios de adsorción-desorción (Batch) constituyen una de las técnicas más frecuentes utilizadas en la caracterización de la sorción de los compuestos orgánicos e inorgánicos (Condesso, 1996, Wang et al., 1998, Rodríguez et al., 1998a, Payne et al., 1998), aunque sus resultados hay que analizarlos con precaución pues presentan una cierta limitación debido a las siguientes razones: 1) predominio de la fase líquida sobre la sólida, 2) el ensayo se realiza en un sistema cerrado, lo que da lugar al desarrollo de procesos secundarios debido a un elevado tiempo de contacto entre el soluto y el líquido, 3) no se produce un proceso de suspensión de las partículas coloidales de manera uniforme, 4) la superficie de contacto sólido-líquido es mayor en el ensayo de “Batch” que en los ensayos de flujo o en condiciones naturales, pues las partículas están nadando en un medio acuoso. El proceso de agitación en que se realiza el ensayo facilita la separación de las partículas sólidas y se destruye la estructura del medio poroso, 5) no se produce el proceso de dispersión y difusión como ocurre en un medio de flujo continuo, Tabla 7.1. Media de las principales propiedades físico - químicas de los residuos (N=5). Propiedades Materia orgánica Partículas tamaño arena <2mm (%) Partículas tamaño limo (%) Partículas tamaño arcilla (%) pH (ratio 1:2.5) Conductividad (µS/cm) (ratio 1:2.5) Capacidad de intercambio catiónico (CIC) (meq/100g de sólido) Hierro amorfo (g/kg) Manganeso amorfo (g/kg) Aluminio amorfo (g/kg) Sílice amorfa (g/kg) Superficie efectiva aproximada (m2/g) ACL 4.6 10 70 20 6.45 670 10 21.321 2.33 3.015 0.208 80-112 SAL 0.63 14 70 16 4.1 790 8 1.407 0.208 2.452 0.125 70-97 �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 228 6) las técnicas de separación de la fracción líquida de la sólida en muchos casos son dependientes del sistema de separación empleado y del técnico que realiza la operación, 7) las condiciones ambientales establecidas durante el tiempo de agitación son alteradas al ponerse en contacto con el medio ambiente (atmósfera del laboratorio) para realizar la separación de las dos fases (filtración). A continuación caracterizaremos la adsorción y la desorción del Ni(II), Cr(VI) y Mn(II) en dos residuos. Estos ensayos permiten evaluar la capacidad de adsorción y desorción, la influencia de la relación sólido/concentración, la adsorción en función del tiempo y conocer la capacidad efectiva de estos residuos para retener la masa de metal adsorbida. Tabla 7.2. Características de los metales usados en el ensayo de flujo y transporte (Burriel et al., 1985). Elementos Níquel Cromo Manganeso Grupo de la tabla periódica Símbolo químico Valencia más estable Otras valencias en que se presentan en la naturaleza Número atómico Peso atómico Punto de ebullición (oC) Punto de fusión (oC) Solubilidad en el agua natural Densidad (g/cm3) VIII Ni 2+ 3+ VIB Cr 3+ 6+, 2+ VIIB Mn 2+ 7+, 6+, 4+, 3+ 28 58.71 2730 1453 baja 8.9 24 51.996 2665 1875 baja 7.19 25 54.938 2150 1245 baja 7.43 7.1.4. Metodología de los experimentos en Batch La obtención de las isotermas de adsorción y desorción del Ni(II), Cr(VI), Mn(II) se ha realizado en el laboratorio a temperatura controlada de 22±2oC, mediante ensayos Batch. Las disoluciones de los metales se prepararon en KNO3 0.01 mM como electrolito soporte a pH=5.5. Esta solución es la misma que se utilizará posteriormente en los ensayos de flujo pues permite estabilizar la fuerza iónica de la solución, estabilizar la carga de las partículas sólidas minerales o no minerales y conseguir el mismo nivel de agregado en el medio poroso. Comúnmente en los ensayos de Batch se emplean como electrolitos soluciones de metales divalentes como el CaCl2 y MgCl2. En nuestro caso los residuos se caracterizan por presentar un alto contenido de Mg y un �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 229 bajo contenido en Ca. Además, en el caso de las soluciones electrolíticas de elementos de carga divalente se ha comprobado que favorecen la adsorción (Selim and Amancher, 1997). Considerando este criterio y el hecho de haber en la literatura estudios de adsorción de Ni y Cr en suelo con el uso de el KNO3 como solución electrolítica donde se han tenido buenos resultados y considerando las características de nuestro material se decidió emplear la misma solución que en los trabajos de (Adriano, , 1995, Wang et al., 1998) Los ensayos de adsorción-desorción se realizaron con una relación 1:10 (dos gramos de suelo y 20 ml de solución). La metodología empleada para este tipo de ensayo generalmente consiste en poner un volumen de sólido conocido (previamente secado a temperatura de 40 grados) en contacto con un volumen conocido de la solución electrolítica en la que se encuentra el soluto y extraer muestras de la fase líquida cada cierto intervalo de tiempo (Wang et al, 1998, Payne et al., 1998). En nuestro caso fue necesario obtener cada punto de la isoterma de forma independiente, debido a la dificultad para separar la fase líquida de la sólida, al ser necesario centrifugar y filtrar la solución en cada ensayo. Los puntos de las isotermas realizados para ambos residuos se muestran en la Tabla 7.3. En la preparación de la solución con los metales se emplearon diferentes sales. En el Cr se utilizó el K2CrO4, el Mn(NO3)2 para el Mn y la solución de Ni se preparó a partir de Ni(NO3)26H2O. Las principales características se relacionan en la Tabla 7.2. En la Tabla 7.3 se presentan las diferentes concentraciones molares que serán usadas en cada uno de los metales, en todos los casos se expresan además las concentraciones en mM. Los ensayos de adsorción-desorción se realizaron de acuerdo a los siguientes pasos: 1- las muestras de 2 g de residuo sólido depositadas en un tubo de plástico (volumen del tubo 40 cm3) fueron puestas en contacto con un volumen de 20 ml de una solución de KNO3 1 mM a pH 5.5 y se colocaron en un agitador durante un periodo de 24 horas para estabilizar la fuerza iónica de la solución acuosa y la carga iónica de las partículas, 2- a las 24 horas fueron centrifugadas durante 10 minutos a 900 r.p.m. y fue separada la fase sólida de la líquida, �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 230 3- al terminar el paso 2 las muestras sólidas fueron lavadas en dos pasos: primero se lavó con agua milliQ pH 5.6 y después con una solución diluida de KNO3 0.01 mM a pH= 5.5, para ambos lavados se utilizó un volumen de líquido de 20 ml. En el primer caso fueron agitadas durante una hora y posteriormente centrifugadas a 900 r.p.m. y separadas la fase sólida de la líquida, en el segundo caso fueron agitadas durante 24 horas y posteriormente centrifugadas durante 10 minutos a 900 r.p.m. y separada la fase sólida de la líquida, 4- Terminado el paso 3 se añadió a los sólidos el volumen de la solución (20 ml) con las diferentes concentraciones de metal en cada uno de los recipientes, 5- las muestras de sólidos en contacto con las soluciones de metales fueron colocadas en un agitador rotatorio (a 10 r.p.m.) y dejadas equilibrar durante los siguientes intervalos de tiempo, 5, 10, 30, 60, 120, 240, 480, 1400 y 4320 minutos, para obtener la isoterma de adsorción y la cinética de adsorción, 6- Al culminar cada período de tiempo se realizó el centrifugado (durante 10 minutos a 900 r.p.m.) y el filtrado de la solución mediante un filtro (Millipore) de 0.45 micras separando la fase sólida de la líquida y 7- a la solución acuosa filtrada se le midió el pH y el Eh, posteriormente se determinó por ICP-AES la concentración del soluto. 8- Al culminar el paso 6 la fase sólida empleada en el proceso de adsorción (todos los puntos donde no fue adsorbido en totalidad el metal de la solución) fue puesta en contacto con una solución acuosa diluida de KNO3 0.01 mM sin metal. Luego se colocaron en un agitador (10 r.p.m.) y se dejaron equilibrar durante los siguientes intervalos de tiempo, 5, 10, 30, 60, 120, 240, 480, 1400 y 4320 minutos, para obtener la isoterma de desorción y la cinética de desorción. 9- Se repitieron los pasos 6 y 7. Para observar con mayor detalle la histéresis del proceso de adsorción-desorción se realizaron ensayos de desorción con cinco ciclos de lavado. Los puntos de desorción se corresponden con las muestras utilizadas en el último y el antepenúltimo punto de la isoterma de adsorción. La desorción se realizó con la misma metodología que los ensayos de Batch, a partir del paso 5, con la única diferencia de que en el proceso de desorción la solución electrolítica no contiene ningún tipo de metal. La relación sólido líquido de 1:10, durante períodos de 8 horas, se realizaron 5 ciclos de lavado. �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 231 En todos los casos de ensayos de adsorción el pH inicial de la solución (paso 4 de la metodología) es el que impone la concentración del metal con que se realiza el ensayo (Cr(VI), Ni(II) y Mn(II)). La diferencia entre la concentración de la solución inicial y la final se atribuye a la capacidad de adsorción de los residuos. Tabla 7.3. Relación de las concentraciones de soluto en la solución acuosa para la que se realizó la isoterma de adsorción. Concentración mM 0.1 0.4 0.75 1 2 3 4 5 5.5 6 7 ACL Mn(II) X X X X X X X X NR X NR Cr(VI) X X X X X X X NR NR X NR Ni(II) X X X X X NR X X X X NR SAL Mn(II) X X X X X X X X X X X Cr(VI) X X X X X X X X X X NR Ni(II) X X X X X X X X NR X NR ACL= residuo del proceso lixiviación carbonato amoniacal, SAL= residuo del proceso lixiviación ácida NR, ensayo no realizado. 7.5 NR NR X X NR NR La masa de metal adsorbida por unidad de masa de sólido (Sa) en cada uno de los ensayos Batch se determinó por la diferencia entre la concentración en la solución inicial (Co) y la concentración en la solución final (Cw), Sa = (Co − Cw )V M (7.1) donde M masa total de residuo y V volumen de la solución electrolítica. La masa de soluto desadsorbida (Sd) se determinó por diferencia entre la concentración inicial de la solución acuosa sin soluto (Cwi) y la concentración en la solución acuosa final (Cwf) después de su interacción con la masa de suelo que se había usado en el proceso de adsorción. Sd = (Cwf − Cwi )V M (7.2) La determinación de la isoterma de adsorción es un pre-requisito para la estimación de los diferentes parámetros que controlan el flujo y transporte de contaminantes en el suelo (Van Genuchten and Wierenga, 1976; Rao et al., 1993, Brusseau et al., 1989). En nuestro caso la isoterma de adsorción ha sido descrita mediante la ecuación de Freundlich (ec. 7.3) asumiendo que se ha alcanzado el “equilibrio” en la solución residuo-líquido, �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 232 n≠0 S = K f Cwn (7.3) donde Kf y n son constantes cuyos valores se pueden obtener de la isoterma de adsorción mediante un ajuste por mínimos cuadrados ó un ajuste por regresión lineal de la expresión en forma logarítmica de la ecuación de Freundlich, que se expresa de la siguiente forma n≠0 log Sa = log K f + n log Cw (7.4) en este caso el valor de Kf se corresponde con la intersección de la recta de ajuste con el eje de adsorción (Sa) (en escala logarítmica) y n corresponde a la pendiente de dicha recta. 7.1.5. Isoterma de adsorción y desorción del Mn(II) En la isotermas de adsorción en función del tiempo solamente se representan los puntos donde la masa del soluto no es adsorbida totalmente (Figura 7.1A). La adsorción del 90 % de la masa total de Mn(II) que retienen los residuos ocurre prácticamente en las primeras 2 horas, alcanzando el estado de equilibrio en unas 4 horas para los dos residuos (Figura 7.1A y 7.1B). 2500 700 Mn(II)- Residuo SAL Mn(II)- Residuo ACL 600 2000 Sa (mg/kg) Sa (mg/kg) 500 1500 1000 1 hora 1 hora 22 horas horas 4 horas 4 horas 6 horas 6 horas 8 horas 824horas horas 500 400 300 1 hora 2 horas 4 horas 6 horas 8 horas 24 horas 200 100 0 0 0 50 C w (mg/L) 100 150 0 100 200 C w (mg/L) 300 Figura 7.1A. Isoterma de adsorción de Mn(II) para diferentes tiempos de contacto sólidolíquido en los dos residuo. ACL: residuos del proceso lixiviación carbonato amoniacal, SAL: residuo del proceso mediante lixiviación ácida. �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 233 La isoterma de adsorción del Mn(II) de los dos residuos mineros analizados es no lineal y se puede apreciar la existencia de un buen coeficiente de correlación de los datos obtenidos, ajustados a la ecuación de Freundlich (Figura 7.2). La masa adsorbida en el residuo ACL es 3.5 veces mayor que en el residuo SAL, siendo el valor del coeficiente de reparto (Kf) 53 veces mayor en el residuo ACL que en el residuo SAL. Esta diferencia entre los valores de Kf puede ser el resultado de la diferencia en el pH inicial de los sólidos de los dos residuos (pHSAL=4.5 y pHACL =6.9). Generalmente el proceso de adsorción del manganeso es mayor en aquellos suelos que presentan pH más elevados (Mckenzie, 1980; Spark, 1995; Tan, 1992, 1994, Selim and Amacher, 1997). Aunque otros factores que pueden estar favoreciendo el proceso de adsorción en el residuo ACL es la mayor cantidad de hierro amorfo y su mayor superficie especifica. Específicamente en el trabajo de Mckenzie, (1980) se realizan ensayos de adsorción sobre la hematita y la goethita, comprobando que los mayores valores de adsorción del manganeso son para pH próximos a 7. Mn C o =282.02 mg/L Cw (mg/L) 300 200 Adsorción residuo SAL Adsorción residuo ACL 100 0 0 1 10 100 1000 10000 Tiempo (minutos) Cw (mg/L) 30 Mn C o =0 mg/L 20 10 Desorción residuo SAL Desorción residuo ACL 0 0 1 10 100 1000 10000 Tiempo (minutos) Figura 7.1B. Evolución de la concentración del agua en función del tiempo durante los procesos de adsorción y desorción del Mn(II) en los dos residuos. De acuerdo a la forma de la curva que describe la isoterma, ésta se clasifica como una isoterma tipo “h” según la clasificación de Giles et al., (1960). La isoterma de tipo “h” �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 234 es un caso particular de las isotermas tipo “L” (Apéndice B). Las isotermas de adsorción con forma de “h” son indicativas de una gran afinidad entre el soluto y el absorbente. Según los estudios de Sparks, (1995), este tipo de isoterma en ocasiones apuntan a la formación de complejos en el proceso de adsorción. Se observa que las características de isoterma tipo “h” son más marcadas en el residuo ACL. Los 4 puntos de la isoterma de desorción en el residuo ACL en la Figura 7.2 se corresponden con el proceso de desorción de los 4 puntos de la parte superior de la isoterma de adsorción. En el residuo SAL los 9 puntos de la isoterma de desorción se corresponden con la desorción de los 9 puntos de la isoterma de adsorción. 700 2500 Mn(II)- Residuo SAL Mn(II)- Residuo ACL 600 Se=9.77*C w +37.72 2 2000 R =0.95 Sa=1054.45*C w 0.14 500 2 Sa=19.704*C w Sa (mg/kg) Sa (mg/kg) R =1 1500 Se=60.94*C w +990.85 2 R =0.99 1000 0.60 2 R =0.99 400 300 200 500 Adsorción 100 Adsorción Desorción Desorción 0 0 0 50 100 C w (mg/L) 150 200 0 100 200 C w (mg/l) 300 400 Figura 7.2. Isotermas de adsorción y desorción del Mn(II) en los dos residuos mineros. La desorción es lineal en ambos residuos. Este tipo de comportamiento es indicativo de la existencia de un equilibrio entre la masa que hay en la solución y la del adsorbente sin que se pueda definir una fuerza específica de unión entre el soluto y el adsorbente. En este caso la masa adsorbida es dependiente de la concentración de soluto, de las condiciones físico - químicas del medio y de las propiedades cinéticas del soluto. En la Figura 7.3, se puede apreciar la irreversibilidad del proceso de adsorción. El ensayo se ha realizado a partir de dos puntos de la isoterma de adsorción. En ambos casos la variación de la masa retenida depende en parte del punto de partida de la isoterma de adsorción. Esto nos permite asegurar que la adsorción efectiva que tiene un medio poroso depende del valor de la concentración inicial que se haya usado en el �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 235 ensayo de adsorción. El residuo utilizado en el proceso de adsorción en contacto con una solución acuosa, es capaz de liberar una determinada masa de soluto. El proceso de liberación depende de los ciclos de lavado a que se ha sometido el absorbente, pero en todos los casos se observa que existe una cantidad de soluto que no es cedida al medio acuoso, a la que denominamos adsorción efectiva. Se aprecia con claridad que la capacidad de retener mayor porcentaje de la masa total adsorbida es mucho mayor en el residuo ACL que en el residuo SAL. 700 Mn(II)- Residuo SAL Mn(II)- Residuo ACL 600 2000 Sa (mg/kg) Sa (mg/kg) 500 400 300 1500 200 Adsorción Adsorción Desorción 100 Desorción Desorción Desorción 0 1000 0 50 100 C w (mg/L) 150 0 100 200 C w (mg/l) 300 400 Figura 7.3. Histéresis del proceso de adsorción/desorción del Mn(II) en los dos residuos mineros. A partir de dos puntos diferentes de la isoterma de adsorción. En el residuo ACL sólo se representa la parte superior de la isoterma, para una mejor comprensión. 7.1.6. Isoterma de adsorción y desorción del Ni(II) A partir de los experimentos de adsorción del Ni(II) en función del tiempo se puede apreciar que en el residuo ACL el equilibrio de adsorción se alcanza prácticamente a las dos horas, más rápido que en el caso del manganeso. En el caso del residuo SAL el equilibrio es prácticamente instantáneo (Figura 7.4A y 7.4B). El hecho de que el equilibrio de adsorción se alcance rápidamente, parece indicar que el mecanismo de adsorción predominante es el de las fuerzas de atracción electrostáticas controlado por la carga de las partículas sólidas (potencial zeta). �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 2500 236 600 Ni(II)- Residuo ACL Ni(II)- Residuo SAL 500 2000 1000 Sa (mg/kg) Sa (mg/kg) 400 1500 1 hora 2 horas 4 horas 6 horas 8 horas 24 horas 500 300 1 hora 2 horas 4 horas 6 horas 8 horas 24 horas 200 100 0 0 0 50 100 150 C w (mg/L) 200 250 0 100 200 300 C w (mg/L) 400 500 Figura 7.4A. Isoterma de adsorción del Ni(II) para diferentes tiempo de contacto sólido-líquido para los dos residuos. Sólo se representan los puntos de mayor concentración en el residuo ACL, pues para baja concentración en la solución inicial la adsorción del soluto es total. En el níquel se puede ver que existen diferencias muy marcadas en el proceso de adsorción de los dos residuos (Figura 7.5). El residuo ACL presenta una isoterma de adsorción no lineal y para el residuo SAL la isoterma es lineal (Figura 7.5). Los 5 puntos de la isoterma de desorción en los dos residuo se corresponden con los 5 puntos de la parte superior de la isoterma de adsorción. Se puede apreciar la existencia de un buen coeficiente de correlación de los datos obtenidos, ajustados a la ecuación de Freundlich (ecuación 7.2). La masa de soluto adsorbida por el residuo ACL es 4 veces mayor que en residuo SAL (Tabla 7.7). El valor de Kf obtenido para el residuo ACL es muy elevado (1057), esto constituye un indicativo de que el Ni(II) está fuertemente fijado a la superficie de los sólidos. El valor de Kf (Figura 7.5, Tabla 7.7) en el residuo ACL es tres órdenes de magnitud mayor que en residuo SAL. �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) Cw (mg/L) 380 237 Ni C o =303.89 mg/L 280 Adsorción residuo SAL 180 Adsorción residuo ACL 80 0 1 10 100 1000 10000 Tiempo (minutos) 25 Ni C o =0 mg/L Cw (mg/L) 20 Desorción residuo SAL Desorción residuo ACL 15 10 5 0 0 1 10 100 1000 10000 Tiempo (minutos) Figura 7.4B. Evolución de la concentración del agua en función del tiempo durante los procesos de adsorción y desorción del Ni(II) en los dos residuos. Los resultados obtenidos en el caso del Ni para el residuo ACL son coherentes con estudios de adsorción realizados sobre fases minerales de óxidos e hidróxidos de hierro similares a las que conforman los residuos objeto de este estudio (Mckenzie, 1980; Sparks, 1995; Sharma y Lewis, 1994; Tan, 1994; Payne et al., 1998). Los trabajos de estos investigadores muestran que los mayores valores de adsorción se alcanzan en medios porosos con pH superiores a 5. Principalmente en los medios porosos con pH entre 6-7, la movilidad del níquel es muy baja, y en el caso de las aguas subterráneas se encuentra en concentraciones de pocos miligramos por litro, generalmente menor que uno (Adriano, 1995). Los estudios de Poulsen and Bruun (2000) en suelos naturales concluyen que la adsorción del níquel depende del pH y de la solución electrolítica que se use en el experimento. El hecho de que el residuo SAL presente una isoterma de adsorción lineal está motivado por el pH ácido del residuo y la existencia de diferentes óxidos e hidróxidos de Fe y Al, que actúan como tampón. Para los períodos de tiempo estudiados el pH se mantiene en el rango de 4 a 4.4, disminuyendo ligeramente en la medida que aumenta la concentración molar de la solución. En este rango de pH la adsorción por los óxidos e �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 238 hidróxidos de hierro es muy baja debido al potencial zeta de las partículas sólidas que conforman las fases minerales presentes en los residuos. La forma de la isoterma para el residuo ACL es de tipo “h” muy bien marcada, indicativo de la gran afinidad (atracción) entre el soluto y el absorbente. En el caso del residuo SAL la isoterma de adsorción es lineal de tipo “C”, donde existe un equilibrio entre la concentración de soluto en la solución y el adsorbente. El estudio de la desorción en el níquel, muestra una isoterma lineal en los dos residuos, lo cual indica que la irreversibilidad del proceso es limitada, mostrando una gran histéresis. En el caso del residuo SAL se observa la facilidad del sólido de desadsorber la masa de soluto retenida en el proceso de adsorción. El hecho de que la desorción de Ni sea mayor en ACL que en SAL está motivado por el pH del residuo SAL, pues a pH ácidos la movilidad del Ni(II) se incrementa notablemente. 3000 600 Ni(II)- Residuo ACL Ni(II)- Residuo SAL 2500 500 Sa=1058.16*C w 400 0.15 2 Sa (mg/kg) Sa (mg/kg) 2000 R =0.99 1500 Se=29.84*C w +1786.8 2 R =0.95 1000 Sa=0.76*C w Se=C w +1 300 2 R =0.99 2 R =1 200 100 500 Adsorción Adsorción Desorción Desorción 0 0 0 50 100 150 C w (mg/L) 200 250 0 100 200 300 C w (mg/L) 400 500 Figura 7.5. Isoterma de adsorción y desorción de Ni(II) en los dos residuos mineros. Se: masa retenida después del proceso de desorción. El comportamiento lineal de la isoterma de adsorción del Ni(II) en SAL se corresponde con los resultados de los trabajos realizados por Smith et al., (1998). Este investigador determina la adsorción del Ni(II) y otros metales en óxidos e hidróxidos de hierro, observando que la adsorción es muy baja y lineal en el rango de pH entre 4-5, mientras que para pH mayores se convierte en fuertemente no lineal. Para los rangos de �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 239 concentración analizados en este estudio la desorción del Ni(II) en el residuo SAL es lineal para estos mismos valores de pH (entre 4-5) (Figura 7.5). En las Figuras 7.5 y 7.6, se puede observar la histéresis en el proceso de adsorción del Ni(II) en los dos residuos. El ensayo se ha realizado a partir de dos puntos de la isoterma de adsorción. La histéresis es más marcada en el residuo ACL, donde la masa efectiva de soluto retenida para estas condiciones de ensayo supera los 1800 mg/kg, lo que denota gran capacidad de este residuo para retener la masa de Ni(II) adsorbido inicialmente en el proceso de adsorción. Sin embargo en el residuo SAL se observa que el sólido cede con mucha mayor facilidad la masa de soluto adsorbida inicialmente, llegando a ser muy pequeña la masa retenida (menos de 80 mg/kg de sólido), para las condiciones en que se ha realizado el ensayo (Figura 7.6). La masa retenida depende hasta cierto punto de la posición de partida (masa adsorbida) de la isoterma de adsorción. 2400 600 Ni(II)- Residuo ACL Ni(II)- Residuo SAL 500 2200 Sa (mg/kg) Sa (mg/kg) 400 2000 300 200 1800 Adsorción Desorción 100 Adsorción Desorción Desorción Desorción 0 1600 0 50 100 150 C w (mg/L) 200 250 0 100 200 300 C w (mg/L) 400 500 Figura 7.6. Histéresis del proceso de adsorción-desorción del Ni(II) en los dos residuos mineros. En el proceso de desorción del Ni(II) se aprecia que inicialmente la masa de soluto cedida al medio acuoso es muy grande y que en la medida que se realizan los posteriores lavados este proceso es cada vez más lento. En los dos residuos se observa que el volumen de masa cedido inicialmente al medio depende del punto de partida de la isoterma de adsorción. En ninguno de los casos la curva que describe el proceso de �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 240 desorción sigue la misma pendiente que la de adsorción. Para los dos residuos el proceso de desorción es lineal. La existencia de esta diferencia entre el proceso de adsorción y el de desorción denota la presencia de una gran histéresis. 7.1.7. Isoterma de adsorción y desorción del Cr(VI) De acuerdo con los resultados obtenidos el proceso de adsorción del Cr(VI) es algo más lento que el Ni(II) y el Mn(II). En la Figura 7.7 y 7.8, se puede observar como el equilibrio se alcanza para un período superior a las 6 horas en el residuo SAL y para 2 en el residuo ACL. La fase sólida presenta además mucha menos afinidad por el soluto que en el caso del Ni(II) y Mn(II), debido a que las partículas minerales con un potencial zeta que tengan carga positivas en esta condiciones de pH son mucho menores que las que presentan carga negativa (Tabla 7.6). 1800 500 Cr(VI)- Residuo SAL Cr(VI)- Residuo ACL 1500 400 Sa (mg/kg) Sa (mg/kg) 1200 300 1 hora 200 2 horas 900 1 hora 2 horas 600 4 horas 4 horas 6 horas 100 6 horas 300 8 horas 8 horas 24 horas 24 horas 0 0 0 50 100 150 200 C w (mg/L) 250 300 0 50 100 C w (mg/L) 150 200 Figura 7.7. Isotermas de adsorción del Cr(VI) para diferentes tiempos para los dos residuos ACL y SAL. En el cromo se puede observar que al igual que el Mn(II) presenta una isoterma de adsorción no lineal para los dos residuos. La adsorción del Cr(VI) en el residuo SAL es 4 veces mayor que en el residuo ACL (Figura 7.9). En este caso, al parecer la adsorción del Cr(VI) está controlada por el pH. En suelos con pH entre 6 y 7 la movilidad del Cr(VI) es mayor que en suelos con pH más ácidos (Weng et al, 1994; Adriano, 1995; Tan, 1994; Selim and Amacher, 1997; Brigatti et al., 2000). En ambos residuos se �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 241 observa un buen ajuste de la isoterma de adsorción a la ecuación de Freundlich. El valor de Kf (461) en el residuo SAL es15 veces mayor que en el residuo ACL. Por otra parte, el valor de n (0.47) en el residuo ACL es prácticamente el doble que el del residuo SAL (n=0.26) (Figura 7.9). 225 Cr(VI) C o =196.13 mg/L Cw (mg/L) 200 175 150 Adsorción residuo ACL 125 Adsorción residuo SAL 100 75 50 0 1 10 100 1000 10000 Tiempo (minutos) 20 Cw (mg/L) Cr(VI) C o =0 mg/L 10 Desorción residuo SAL Desorción residuo ACL 0 0 1 10 100 1000 10000 Tiempo (minutos) Figura 7.8. Evolución de la concentración del agua en función del tiempo durante los procesos de adsorción y desorción del Cr(VI) en los dos residuos. La isoterma de desorción en el cromo es lineal en los dos residuos. En nuestro caso se puede apreciar la irreversibilidad del proceso de adsorción (histéresis) y como la masa desadsorbida en este proceso es mayor en el residuo ACL, que presenta un pH más alto. Los ensayos de desorción del cromo no son muy comunes. En los casos consultados en la literatura se aprecia que en los estudios de adsorción - desorción de metales pesados en suelos el proceso presenta histéresis (Selim and Amacher, 1997; Brigatti et al., 2000). En la Figura 7.10 se observa la irreversibilidad o histéresis del proceso de adsorción en el Cr(VI). El ensayo se ha realizado a partir de dos puntos de la isoterma de adsorción. En ambos casos la variación de la masa retenida depende del punto de partida a partir de la isoterma de adsorción. El residuo ACL retiene menor cantidad de masa que el residuo SAL, aspecto que está regulado por el pH de la solución acuosa (Figura 7.10). Esta �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 242 propiedad del proceso de adsorción-desorción en el Cr(VI) ha sido reportada por otros investigadores (Selim and Amacher, 1997). En el residuo SAL la masa retenida por el residuo es función de la magnitud de la concentración con que se realice el ensayo de adsorción, del número de veces y tiempo de lavado. Para el caso del residuo ACL la masa retenida depende menos de la masa inicialmente adsorbida. 1800 Cr(VI)- Residuo ACL Cr(VI)- Residuo SAL 400 1500 Sa = 30.55*C w 0.47 Sa = 461.51*C w 0.26 1200 R 2 = 0.99 Sa (mg/kg) Sa (mg/kg) 300 200 Se = 23.86*C w R 2 =1.00 900 Se=87.375*C w +289.83 600 R 2 = 0.9133 R 2 =0.98 100 300 Adsorción (Sa) Adsorción Desorción Desorción (Se) 0 0 0 100 200 C w (mg/L) 300 0 50 C w (mg/L) 100 150 Figura 7.9. Isoterma de adsorción - desorción del Cr(VI) en los dos residuos mineros. Los 5 puntos de la isoterma de desorción se corresponden con los 5 puntos de la parte superior de la isoterma de adsorción. El residuo SAL tiende a retener una masa de soluto importante, más de 450 mg/kg y el ACL 100 mg/kg. Al parecer la liberación de cierta proporción de la masa retenida por adsorción es prácticamente irreversible por procesos de lavado. 7.1.8. Discusión de los resultados de los ensayos Batch De los ensayos de adsorción-desorción realizados en el laboratorio con los diferentes metales se puede deducir que la desorción del cromo en función del tiempo es mucho más lenta que en los otros dos metales estudiados y el “equilibrio” se alcanza, al parecer, para un período de 8 horas, mientras que para el resto de los elementos metálicos el “equilibrio” se alcanza para un período de tiempo inferior a las 4 horas (Figura 7.1B, 7.4B y 7.7B). Se puede apreciar que a partir de las 2 horas el valor del pH varía muy poco manteniéndose casi estable, dependiendo ligeramente de la �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 243 concentración de la solución. El Eh siempre es positivo, por lo que las condiciones de los ensayos son oxidantes. 1800 Cr(VI)- Residuo ACL Cr(VI)- Residuo SAL 400 1500 1200 Sa (mg/kg) Sa (mg/kg) 300 200 900 600 Adsorción 100 Adsorción Desorción Desorción 300 Desorción Desorción 0 0 0 100 200 C w (mg/L) 0 300 50 C w (mg/L) 100 150 Figura 7.10. Histéresis del proceso de adsorción - desorción del Cr(VI) en los dos residuos mineros. Donde Sa: masa total adsorbida y Se: adsorción efectiva. Tabla 7.5. Valores de pH inicial y final de los ensayos de adsorción y desorción en función del tiempo (minutos) para el Ni (II), Cr(VI) y Mn(II). Residuo SAL una concentración de 4 mM Tiempo en minutos Metal Cr(VI) Mn(II) Ni(II) Ensayo Adsorción Desorción Adsorción Desorción Adsorción Desorción Inicial 6.11 5.08 5.45 5.07 4.87 4.56 5 5.95 5.11 5.66 5.09 4.12 4.53 10 6.01 5.22 5.61 5.25 4.18 4.51 30 5.95 5.22 5.75 4.92 4.12 4.50 60 5.85 2.18 5.76 4.77 4.14 4.29 120 6.15 5.16 5.72 4.85 4.11 4.27 240 6.05 5.15 5.78 4.88 4.44 4.30 480 6.11 5.21 5.70 4.79 4.13 4.36 1440 6.04 5.20 5.68 4.76 4.16 4.34 4320 6.10 5.23 5.62 4.79 4.15 4.35 480 7.70 7.47 6.40 6.85 6.30 6.00 1440 7.70 7.52 6.70 7.26 6.36 6.11 4320 7.71 7.50 6.82 7.36 6.56 6.12 Residuo ACL una concentración de 4 mM Tiempo en minutos Metal Cr(VI) Mn(II) Ni(II) Ensayo Adsorción Desorción Adsorción Desorción Adsorción Desorción Inicial 7.93 7.5 6.5 7.1 5.46 5.56 5 7.72 7.56 6.37 6.67 6.30 5.86 10 7.74 7.59 6.38 6.62 6.31 5.89 30 7.77 7.41 6.28 6.67 6.35 5.92 60 7.72 7.35 6.10 6.71 6.21 5.98 120 7.79 7.59 6.11 6.70 6.24 5.99 240 7.89 7.58 6.36 6.90 6.23 6.01 A partir de los resultados de adsorción se deduce que esta ocurre en un tiempo relativamente corto (Figuras 7.1B y 7.4B y 7.7B). El hecho de que la adsorción sea tan rápida permite suponer que la mayor parte de la masa adsorbida es por causas �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 244 puramente físicas, donde la adsorción por fuerzas electrostáticas (carga de las partículas o potencial zeta) es la que juega el papel fundamental en el proceso de adsorción y que la existencia de posibles procesos de quimisorción (para los intervalos de tiempo en que se han realizado los ensayos) desempeñan un papel secundario. Este aspecto se corrobora con los análisis por difracción de Rx donde no se reporta la existencia de minerales del grupo de las arcillas. Los procesos de intercambio en este caso desempeñan un papel menos importante, pues los residuos presentan una baja capacidad de intercambio catiónico (CIC=8-10 meq/100 gramos de residuo sólido, Tabla 7.1). Es bueno señalar que el material presenta gran cantidad de minerales amorfos y de muy mala cristalización, pues en los difractógramas se observa un gran fondo y la intensidad de los picos en comparación con la concentración de Fe existente es baja. Tabla 7.6. Valores de pH para los que la carga de las partículas sólidas es igual a cero (potencial zeta y en la literatura anglosajona points of zero charge). Mineral Hematita Goethita Maghemita Magnetita Aluminio amorfo Hierro amorfo Ferrihydrita Gibbsita Corindon Lepidocrosita Cuarzo Magnesita calcinada Minerales de Mn ? ? Anatasa (o) Fórmula química (0) α - Fe2O 3 α – FeOOH 8.5 pH solución KNO3 en una pH de (1) 3.2 6.8 6.2(5) Al(OH)3 AlOOH Fe(OH) 3 Fe5OH8 4H2O α -Al(OH)3 α – Al2O3 γ−FeO OH SiΟ2 δ-MgO 2 4.6 β-MnO2 δ-MnO2 γ-MnO2 TiO2 7.3 1.5 5.6 5.5-5.8 pH(2) pH(3) 8.5 7.3 6.7 6.7 Superficie específica Se (m2/g) 85(5); 22(0) 75(5), 2891(0) 85(5) 8.3 5.0 8.5 8.1 8.5 9.2 8.1 7.1 9.06 4.8 8.5 5 9.1 600(4) 18-47(0) 67.3(0) 5.4-7.3 2.9 6.(5) 2.0 12.4 2.8 85(5) 43(0) Anderson y Rubin, (1999) (1) Tan, (1994), pag 163; (2) Appelo and Postma, (1993), pag. 154; (3) Spark, (1995), pag. 134; (4)Stollenwerk, (1994), (5)Mackenzie, (1980). Estos valores corresponden a diferentes fuentes bibliográficas y diferentes métodos de medida por lo que no son necesariamente comparables. Sin embargo, se puede apreciar que en muchos casos los resultados son similares. �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 245 Los resultados Batch permiten concluir que la preferencia de adsorción de acuerdo a la masa retenida en el residuo ACL es Ni(II)>Mn(II)>Cr(VI), mientras que en el residuo SAL es Cr(VI)>Mn(II)>Ni(II). El hecho de que estos residuos y en especial el residuo ACL presente una gran capacidad de adsorción es debido a la existencia de una mayor superficie específica de las partículas que lo forman (mayor cantidad de Fe amorfo) (Tabla 7.1). Esta capacidad de adsorción en el residuo ACL para el Ni y el Mn puede estar favorecida además por una CIC ligeramente mayor que en el residuo SAL, así como un mayor pH y un mayor contenido de minerales de hierro y mayor contenido de compuestos orgánicos derivados de la combustión del petróleo (Tabla 7.1). La capacidad de adsorción de los minerales formados por óxidos e hidróxidos de Fe (ferryhidrita, hematita y goethita) ha sido evaluada por diferentes investigadores (Mckenzic, 1980; Spark, 1995; Payne et al., 1998) y en todos los casos se ha podido comprobar que los mayores valores de adsorción se obtienen para valores de pH entre 6 y 7. Lo que demuestra que el pH puede considerase como el factor o parámetro principal que controla este proceso para estos materiales, debido a la ausencia de minerales del grupo de las arcillas y al papel secundario que desempeñan los procesos de intercambio o quimisorción. Stollenwerk, (1994), en un estudio de contaminación de un acuífero por el lixiviado de escombreras de residuos, donde en la matriz del acuífero existía ferryhidrita y óxidos e hidróxidos de aluminio, hierro y manganeso plantea que: el proceso de adsorción está controlado mayoritariamente por la ferryhidrita, por lo que es el principal elemento de adsorción en el medio y que el aluminio y el manganeso amorfo desempeñan un papel muy inferior. En su análisis concluye que resulta imposible poder diferenciar el porcentaje de adsorción de la ferryhidrita con relación al aluminio y manganeso amorfo. En general se considera que la ferryhidrita es el principal adsorbente por su gran superficie especifica 600 m2/g (Stollenwerk, 1994). En nuestro caso consideramos que si parte de este hierro se encuentra en forma de ferryhidrita, como parecen indicar los resultados de Rx y el porcentaje de Fe amorfo, es la cantidad de ferryhidrita la que controla el proceso de adsorción. La isoterma de adsorción del Mn(II) y el Cr(VI) para los dos residuos es no lineal (tipo “h”), observando que la adsorción es función de la concentración pues el pH de los �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 246 diferentes ensayos realizados se ha mantenido con valores relativamente constantes (Tabla 7.5). El pH presenta una ligera disminución en la medida que se incrementa la concentración de la solución usada en el ensayo de Batch, como cabría esperar. Al no ser lineal la isoterma de adsorción la Kf no es constante (n<1), su valor aumenta en la misma medida que aumenta la concentración del soluto pero la relación masa adsorbida (Sa) vs concentración en el agua (Cw) disminuye. Los resultados obtenidos en este trabajo son coherentes con los de otras investigaciones en medios porosos ricos en hierro y manganeso (Spark, 1995; Payne et al., 1998). En suelos o materiales porosos en condiciones aeróbicas el manganeso precipita en la superficie de las partículas arcillosas y en los óxidos de Fe. En el proceso de precipitación en condiciones aerobias los metales precipitan asociados al manganeso. De manera general los óxidos de manganeso tienen una alta capacidad para adsorber metales pesados debido a su gran superficie específica y alta carga negativa. Los suelos con elevada cantidad de hierro y manganeso libre presentan una alta capacidad de adsorber el Cr(VI). La existencia de óxidos de hierro y manganeso son de extraordinaria importancia en la adsorción de Cr(III) y Cr(VI) (Tan, 1994). Los valores de Kf y n se obtienen a partir de la ecuación 7.4. Los valores de Kf y n obtenidos del ajuste de las isotermas de adsorción a la ecuación de Freundlich (Figuras 7.2, 7.5, 7.8) para cada uno de los metales aparecen en la Tabla 7.7A. El hecho de que las isotermas de adsorción del Ni(II), Cr(VI) y Mn(II) en el residuo ACL y el Mn(II) y Cr(VI) en el residuo SAL se ajusten a la isoterma de adsorción de Freundlich es indicativo de que en ninguno de los casos se ha alcanzado la saturación de los sitios de adsorción para las concentraciones utilizadas en los ensayos Batch. La isoterma de adsorción del Ni(II) en el residuo SAL es lineal y se ajusta al caso particular de la ecuación de Freundlich cuando n=1. Existe una diferencia importante entre los Kf del cromo y el manganeso en ambos residuos, siendo esa diferencia mayor en el residuo ACL. Si observamos la similitud de los valores de n, Kf y la forma de la isoterma de adsorción del Ni(II) y el Mn(II) en el residuo ACL, podremos concluir que ambos presentan un comportamiento cinético muy similar, para estas condiciones de experimentación. �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 247 Tabla 7.7A. Valores de Kf y n calculado para los dos residuos a partir de las isotermas de adsorción. Kf n No r2 Proceso Metal Solución electroquímica de KNO3 (0.01mM) ACL SAL Mn(II) Cr(VI) Ni(II) Mn(II) Cr(VI) Ni(II) 1054.45 30.35 1057.00 17.78 461.51 0.77 0.14 0.46 0.15 0.60 0.26 1.00 9 7 9 9 9 10 1.00 0.99 0.99 0.97 1.00 0.99 (r= coeficiente de correlación, No= número de muestras). El hecho de que el Mn(II) y Ni(II) en el residuo ACL presenten un gran valor de Kf es indicativo de que están más fuertemente fijados a la matriz del residuo. Esta gran capacidad de adsorción está favorecida por el pH y la superficie específica de las partículas, debido a la presencia de ferryhidrita. En el residuo SAL el cromo presenta un Kf mayor que el Mn(II), esto nos muestra que el cromo es fijado a la superficie de las partículas con mayor fuerza que el Mn(II), aspecto este que al parecer está controlado por el pH. Para estas condiciones de pH entre 4 y 5 la solubilidad del Mn(II) es mucho mayor que la del Cr(VI) (Wen et al., 1994). Estos resultados son coherentes con los trabajos de Khaodhiar et al., (2000), donde los mayores valores de adsorción de Cr(VI) en óxidos de hierro ocurren para valores de pH ácidos entre 3-5. La desorción es lineal para los tres metales (Cr(VI), Mn(II) y el Ni(II)) analizados (Tabla 7.7B). Estos resultados muestran la existencia de histéresis en el proceso de adsorción y desorción, al menos para los valores de concentración y pH analizados en este estudio. La causa de que el proceso de desorción sea lineal en todos los casos es el resultado de la escasa masa de metal que libera la fase sólida al medio acuoso debido a la histéresis del proceso, lo que genera una solución con muy baja concentración. Normalmente en los casos de desorción estudiados para metales pesados en suelos, donde la masa del soluto cedida al medio acuoso es muy baja, la isoterma de desorción es generalmente lineal (Selim and Amacher, 1997). De manera general se puede apreciar que los procesos que afectan la movilidad de estos metales en el residuo dependen de las propiedades físico-químicas del residuo utilizado (pH, Se, CIC, MO, Tabla 7.1). Aunque se puede señalar que la alta concentración de �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 248 magnetita en el residuo ACL puede favorecer también el proceso de adsorción (Caitcheon, 1993). Tabla 7.7B. Valores de Kf y n calculado para los dos residuos a partir de las isotermas de desorción. Solución electroquímica de KNO3 (0.01mM) Proceso ACL SAL Metal Mn(II) Cr(VI) Ni(II) Mn(II) Cr(VI) Ni(II) Kf 60.94 23.86 29.84 9.77 87.37 1.00 n No 1.0 1.0 1.0 1.0 1.0 1.0 5 5 9 9 9 5 r2 0.99 0.91 0.99 0.95 0.98 1.00 (r= coeficiente de correlación, No= número de muestras). Esta propiedad de adsorber los metales, es una de las características que conceden a estos residuos un valor añadido desde el punto de vista medioambiental en la posibilidad de ser utilizados para reciclar aguas contaminadas con este metal, fundamentalmente el residuo ACL. 7.1.9. Adsorción instantánea en un sistema cerrado (ensayos Batch) Para evaluar la adsorción instantánea consideraremos la masa adsorbida por la fase sólida en un período de tiempo de 5 minutos. De acuerdo con Selim and Amacher, (1997) (pag. 115), considerando los modelos de adsorción de dos sitios, se puede considerar instantánea a los procesos que ocurren en minutos o en horas, pues el movimiento de la fase líquida por el medio poroso es muy lento. Sin embargo, desde el punto de vista químico se denomina así al proceso que ocurre instantáneamente (en fracciones de segundo). En el residuo ACL la adsorción del Mn(II) en la fase sólida ocurre de forma instantánea para concentraciones menores o iguales a 100 mg/L (≈2 mM). En el níquel ocurre para concentraciones de 160 mg/L (≈2.8 mM). En el Cr(VI) la adsorción ocurre instantáneamente para una concentración de cromo en la solución de 111 mg/L (≈2.2 mM). El proceso de adsorción del soluto en la fase sólida ocurre de forma instantánea en el residuo ácido SAL (pHmedio= 4.1), en el caso del Mn(II) para valores de concentración �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 249 menores o iguales a 100 mg/L (≈2 mM) y en el Cr(VI) tiene lugar para un valor de concentración en la solución de 8 mg/L (≈0.2 mM). Para el níquel consideramos que no se puede hablar de adsorción sino de equilibrio instantáneo, produciéndose rápidamente para todas las concentraciones analizadas. A los 5 minutos el 60 % de la masa total de metal que puede adsorber el residuo de la solución ha sido absorbido en todos los casos. Se puede apreciar que en el proceso de desorción ocurre también muy rápidamente. 7.1.10. Comparación de la capacidad de adsorción de los residuos con otros materiales y suelos naturales El presente apartado pretende ilustrar la capacidad de adsorción que presentan los residuos ACL y SAL en comparación con diferentes suelos naturales u otros materiales. En la Figura 7.11 se muestra una comparación entre la isoterma de adsorción del Ni(II) de los dos residuos estudiados y los diferentes suelos naturales reportados en la literatura. El pH que aparece en la figura es el pH de la solución con que se ha realizado el ensayo. 2500 Ni(II) Sa (mg/kg) 2000 Residuo ACL a pH=6.5 Residuo SAL pH 4.1 Hayhook soil a pH=6 Ronhave soil a pH=6 1500 1000 500 0 0 50 100 150 200 250 C w (mg/L) Figura 7.11. Comparación de la capacidad de adsorción de Ni(II) en los residuos y dos suelos, valores en Tabla 7.8. Se puede observar que el residuo ACL presenta una capacidad de adsorción muy superior a la del resto de los suelos representados. En todos los suelos citados la �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 250 isoterma de adsorción es no lineal (n≠1), sin embargo en el caso del residuo SAL ésta es lineal. En la Tabla 7.8, se encuentran las principales propiedades de un gran número de suelos y los valores de n y Kf obtenidos al ajustar las isotermas al modelo de Freundlich. El valor del coeficiente de reparto (Kf) para el residuo ACL es casi 9 veces superior al resto de los suelos que se muestran. En la Figura 7.11, se aprecia como el valor de la masa de Ni(II) retenido en el residuo SAL es pequeño. Este valor tan pequeño es debido a que el pH del medio es ácido (pH=4.1). El cromo constituye uno de los elementos contaminantes más estudiado en aguas y suelos, entre sus principales iones, el cromo hexavalente ha sido el más estudiado por su alto grado de toxicidad. En la Figura 7.12, se muestra una comparación de la isoterma de adsorción de éste para los dos residuos con otro grupo de suelos y dos arcillas (Tabla 7.9). En el residuo SAL la capacidad de adsorción es 4 veces superior a la de la montmorillonita y 20 veces con relación a la caolinita. El valor de Kf para el residuo SAL es 3 veces superior al resto de suelos naturales citados en la Tabla 7.9. 2000 Cr(VI) Residuo ACL a pH=6.5 1500 Residuo SAL a pH=4.1 Sa (mg/kg) Montmorillonita a pH=4 Caolinita a pH=4 1000 500 0 0 50 100 150 C w (mg/L) 200 250 300 Figura 7.12. Comparación de la capacidad de adsorción de Cr(VI) en los residuos ACL y otros minerales naturales, valores en Tabla 7.9. El manganeso constituye uno de los elementos más estudiado desde el punto de vista edafológico pues es un elemento esencial para las plantas. En este caso se puede apreciar que el residuo ACL presenta una capacidad de adsorción muy superior a la de �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 251 muchos suelos naturales. En la Tabla 7.10 se muestran las principales características de un gran número de suelos empleados en estudios de adsorción del Mn(II). Los valores de Kf y n se corresponden con los parámetros de la ecuación de Freundlich. El valor del coeficiente de reparto Kf en el residuo ACL es superior en más de un orden de magnitud con relación al resto de los suelos citados y en algunos casos dos órdenes de magnitud. Para los suelos citados la isoterma de adsorción es no lineal (n≠1). 2500 Mn(II) Residuo ACL a pH=6,5 Residuo SAL a pH=4,1 Suelo 1 a pH=8,2 Suelo 2 a pH=8,0 Suelo 3 a pH=8,1 Suelo 4 a pH=7,7 Sa (mg/kg) 2000 1500 1000 500 0 0 50 100 150 200 C w (mg/L) 250 300 350 400 Figura 7.13. Comparación de la capacidad de adsorción de Mn(II) en los residuos y en otros suelos naturales, valores en Tabla 7.10. ��225 Windsor Webster Windsor Unnamed Olivier Norwood Molakai Lafitte Kula Cecil Calciorthid Alligator 1.98 1.54 0.44 0.61 6.62 11.6 1.67 0.21 0.83 0.028 0.015 0.099 0.093 0.009 0.760 0.008 0.270 0.000 0.063 0.041 0.031 0.330 0.050 1.760 1.680 1.190 0.190 0.061 0.300 0.009 0.190 0.420 0.230 0.740 0.250 0.270 5.850 1.160 12.40 0.300 0.710 0.008 0.550 1.230 0.790 3.510 0.280 0.910 0.016 0.071 0.220 0.100 0.560 0.290 0.150 0.000 3.14 7.39 67.70 10 14 5.9 70.0 12.8 73.7 60.7 25.7 79.2 4.4 90.2 27.5 76.8 74.8 75.0 70 70 39.4 19.3 7.3 25.4 21.7 46.2 18.1 89.4 6.0 48.6 20.5 24.1 15 Limos (%) 4 20 6.5 16 4.1 54.7 4.8 10.7 8.5 5.7 0.9 5.9 17.6 3.9 28.2 6.0 2.8 6.9 6.2 6.6 3.8 4.3 23.9 7.6 2.8 5.3 1.1 5.8 10.0 7.0 0.939 0.504 0.688 0.738 0.903 0.720 0.661 0.646 0.836 0.748 0.741 Referencias 161.90 Wang et al., 1998 95.40 Poulsen y Bruun, (2000) 0.29 Martínez et al., (1999) 37.80 Buchter et al, 206.00 (1989) 6.84 110.00 50.10 44.90 20.90 50.50 3.44 3.37 8.43 Kf 10.0 0.140 1058.16 Este trabajo 8.0 0.600 0.76 30.2 14.7 2.0 22.5 26.9 11.0 4.1 8.6 2.7 48.1 2.0 0.8 252.0 0.160 10.9 0.775 6.3 0.373 pH CIC n Meq/100g de sólido Arcilla (%) 10.0 7.5 Partículas tamaño Arenas (%) 86.0 Mn Amorfo Libre Al (%) Fe (%) Fe(%) (%) ACL Residuos 4.2 0.02 0.21 0.03 SAL Moa, Cuba 0.6 0.002 0.014 0.02 CIC= capacidad de intercambio catiónico, M.O: contenido de materia orgánica. Louisiana New México S. Carolina Hawaii Louisiana Hawaii Louisiana Louisiana Florida Lowa N.Hampshire 1.20 Ronhave Island Als Denmark Argentina Zeolita Chubut 0.11 Hayhook Canadá 0.14 M.O MnO2 Amorfo Libre Al2O3 CaCO3 (%) (%) Fe2O3 Fe2O3 (%) (%) (%) (%) Suelo Localidad Tabla 7.8. Características de los suelos con que se comparan los residuos en la adsorción del Ni(II). En todos los casos la isoterma de adsorción se ha ajustado al modelo de Freundlich para obtener los valores de n y Kf. Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) �ACL SAL Caolinita 0.230 0.420 0.790 0.290 1.230 0.560 Mn Amorfo Libre Al (%) Fe (%) Fe(%) (%) 4.2 0.02 0.21 0.03 0.6 0.002 0.014 0.02 0.031 0.041 10 14 74.8 76.8 70 70 24.1 20.5 4.8 5.7 5.9 3.9 6.0 6.6 20 6.5 16 4.1 4.0 1.1 5.8 4.0 n Kf Referencias 0.504 3.41 Buchter et al, (1989) 0.450 132.00 Selim and Amacher, 0.609 62.80 (1997) 0.374 30.30 Buchter et al, (1989) 0.607 6.41 0.641 7.00 0.394 5.47 Selim and Amacher, 2.0 0.521 8.47 (1997) 30.2 2.0 22.5 26.9 11.0 8.6 de 21.30 10.0 0.140 23.86 Este trabajo 8.0 0.600 461.51 75-150 0.147 0.8 0.550 18.50 6.6-20 0.143 113.49 Adriano, (1995) Meq/100g sólido pH CIC 2.8 5.3 M.O MnO2 Amorfo Libre Al2O3 CaCO3 Partículas tamaño (%) (%) Fe2O3 Fe2O3 (%) (%) Arenas Limos Arcilla (%) (%) (%) (%) (%) 1.54 0.028 0.330 0.740 0.150 5.9 39.4 54.7 0.61 0.099 1.760 0.270 67.7 12.8 7.3 6.62 0.093 1.680 5.850 3.510 73.7 25.4 0.9 11.6 0.009 1.190 1.160 0.280 60.7 21.7 17.6 1.67 0.760 0.190 12.40 0.910 25.7 46.2 28.2 0.83 0.270 0.300 0.710 0.071 4.4 89.4 6.2 CIC= capacidad de intercambio catiónico, M.O: contenido de materia orgánica. Residuo Moa, Cuba Hampshire Windsor Montmorillonita Alligator Cecil Kula Lafitte Molakai Olivier Oldsmar Windsor Louisiana S. Carolina Hawaii Louisiana Hawaii Louisiana Louisiana N. Hampshire Suelo Localidad N. 226 Tabla 7.9. Características de los suelos con que se comparan los residuos en la adsorción del Cr(VI). En todos los casos la isoterma de adsorción se ha ajustado al modelo de Freundlich para obtener los valores de n y Kf. Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) �227 Localidad Suelo M.O MnO2 Amorfo Libre Al2O3 CaCO3 Partícula tamaño Fe2O3 (%) (%) Fe2O3 (%) (%) Arenas Limos Arcilla (%) (%) (%) (%) (%) Florida Suelo 1 1.5 0.61 18.6 Florida Suelo 2 0.86 8.6 4.3 Florida Suelo 3 0.1 4.7 9.0 Florida Suelo 4 0.56 6.3 0.8 Mn Amorfo Libre Al (%) Fe (%) Fe(%) (%) Residuos Moa ACL 4.2 0.02 0.21 0.03 10 70 20 SAL 0.6 0.002 0.014 0.02 14 70 16 CIC= capacidad de intercambio catiónico, M.O: contenido de materia orgánica. 10.0 0.140 1054.45 Este trabajo 8.0 0.600 19.75 4.36 Adriano, 1995 17.52 4.34 41.84 6.5 4.1 0.571 0.519 0.583 0.327 Referencias 19.5 41.9 15.1 36.4 Kf 8.2 8 8.1 7.7 n pH CIC Meq/100g-1 Tabla 7.10. Características de los suelos con que se comparan los residuos en la adsorción del Mn(II). En todos los casos la isoterma de adsorción se ha ajustado al modelo de Freundlich para obtener los valores de n y Kf. Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 255 7.2. Ensayos de flujo y transporte de solutos en columnas de residuos en el laboratorio 7.2.1. Introducción El uso de las técnicas de ensayo de flujo a través de columnas en el laboratorio ha sido ampliamente descrito y estudiado por numerosos autores (Brusseau et al., 1990; Álvarez et al., 1995; Condesso, 1996; Selim and Amacher, 1997; Wang et al., 1998; Fetter, 1999). Estos ensayos permiten dar solución a las limitaciones del ensayo Batch señaladas en el apartado anterior (7.1), debido a que en este método la columna constituye un sistema abierto donde el flujo de agua es constante y donde intervienen los procesos de dispersión, difusión y diferentes reacciones químicas. El soluto se encuentra en constante proceso de adsorción-desorción, la fase sólida que conforma la matriz del medio poroso está continuamente reaccionando con una gran masa de soluto, pero con estrecha relación sólido/líquido en comparación con el ensayo de Bacth. Es importante señalar que los resultados obtenidos del transporte de solutos en columna de suelo a escala de laboratorio no representan las condiciones de transporte de soluto en condiciones reales, pero nos permite tener una estimación de la magnitud o rango en que se pueden encontrar estos parámetros. Por ejemplo, los coeficientes de dispersión (D) obtenidos en ensayos de laboratorio con muestras alteradas o no alteradas dan resultados inferiores al de los trabajos realizados en campo. En muchos casos son menores, con diferencias entre uno o dos órdenes de magnitud con relación al medio natural (Fetter, 1999). Los estudios experimentales de flujo y transporte en columna son muy útiles en estudios de cinética del comportamiento de diferentes solutos, pues en estos ensayos son eliminadas rápidamente las especies desadsorbidas y evitan la reacción con el adsorbente. Por otro lado, los ensayos de flujo se utilizan para investigar los procesos de adsorción-desorción en condiciones de no-equilibrio (precipitación, desorción, degradación de los solutos, etc.). Estos dispositivos permiten realizar ensayos de forma repetitiva con muy buenos resultados en solutos conservativos y además permiten variar las condiciones de flujo, �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 256 las características de empaquetamiento de la columna y las concentraciones de los diferentes solutos. Es de destacar que estos métodos también presentan ciertas limitaciones: a) los procesos de transferencia de masa tienen una capacidad limitada, b) en el caso de los solutos su repetitividad está condicionada a los cambios que se realizan en el material utilizado para cada ensayo (empaquetamiento de la columna, composición), c) los resultados pueden inducirnos a errores en la interpretación de los procesos que controlan la cinética de los solutos analizados en condiciones de campo, por lo que han de ser analizados con cautela y prudencia. Para tener una aproximación del coeficiente de dispersión de los residuos de la industria cubana del níquel (residuo SAL y ACL) se han realizado diferentes ensayos de adsorción-desorción con flujo en continuo a través de columnas en el laboratorio. Se han realizado ensayos para estudiar el comportamiento de los metales en diferentes condiciones de flujo y determinar los efectos de la adsorción y desorción en función del tiempo de tránsito del contaminante en el medio. Los ensayos de flujo y transporte han sido realizados con un trazador orgánico conservativo (pentafluorobenzoato sódico, PFBA) y tres metales Ni(II), Cr(VI) y Mn(II). En la Tabla 7.11 se muestran las características de las columnas utilizadas. 7.2.3 Materiales y método En la realización de los ensayos de flujo se ha usado un equipo HPLC (Cromatografía líquida de alta resolución) de la casa Spectra System. El HPLC dispone de dos bombas (P2000) de doble pistón capaz de mantener el flujo estable en el rango de 0.01 a 9 ml por minuto. Es bueno señalar que para flujos inferiores a 0.04 ml/min los errores pueden ser del 2 al 4% debido a que el flujo no es estable. Un detector de diodos en línea (ultravioleta visible, UV-600LP) permite la detección en continuo de solutos que tengan señal en el campo de longitud de onda de 190 a 800 nanómetros. La gestión de todo el dispositivo se realiza desde un ordenador con el código CHROMQUEST. Este mismo código permite la generación de los archivos, que son exportados con posterioridad a MS-DOS y usados en la modelación. En la Figura 7.14, se muestra un esquema del dispositivo experimental usado en la realización de los ensayos. El efluente de los diferentes ensayos de flujo realizados con �257 Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) trazador fue analizado en continuo (on-line), mientras que en el caso de los diferentes metales se tomaban fracciones del efluente con un colector de fracciones automático CYGNET (de la casa ISCO, con capacidad para 100 muestra que eran acumuladas en botellas de plástico, almacenadas en frío y transportadas al laboratorio de química de la Universidad de Girona donde fueron analizadas por ICP-AES (Inductively coupled plasma-mass spectrometry). Solución sin soluto Solución I sinsoluto Ordenador Ordenador Detector 2 1 III Solución Solucióncon soluto con soluto 3 Columna Efluente II Esquema de la vávula III 1-Entrada bomba I 2-Salida columna 3-Entrada bomba II 4 y 6- Salidas Figura 7.14. Esquema donde los componentes del montaje de la columna de residuo y los equipos usados en los ensayos de laboratorio. Como se puede ver en la Figura 7.15 la columna está provista de filtros de 25 micras que evitan el paso de las partículas y una conexión a tuberías por ambos extremos. La columna está cerrada por dos tuercas que se acoplan con el tubo que contiene la muestra con una tórica lo que permite su montaje y desmonte con facilidad. Las columnas están hechas de acero para evitar que la deformación de las paredes del tubo de plástico debido a la presión pudiera ocasionar variaciones en el volumen de la muestra. �258 Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 7.2.3.1. Montaje de las columnas El llenado de la columna se hizo con el residuo sólido secado a temperatura de 46±2oC para evitar la pérdida de la materia orgánica (ASTM, 1993). El empaquetamiento de la columna se realizó en varios pasos de compactación y sometiendo la columna a vibraciones para obtener una densidad uniforme de 1.55 g/cm3 y evitar la existencia de cavidades que favorecieran el flujo preferencial. Posteriormente al empaquetamiento se realizó la saturación de la columna con la solución electrolítica de KNO3 0.1 mM igual que la empleada en la realización de las isotermas de adsorción. La saturación se efectuó durante un período de 24 h para evitar la existencia de burbujas de aire. Luego se hizo pasar a través de la columna (Figura 7.13) la misma solución electrolítica hasta que se llegó al flujo estacionario comprobando que el caudal (Q), pH y la conductividad eléctrica de la solución que entraba y la que salía eran iguales. En la Tabla 7.11 se muestran los diferentes parámetros de la columna usada en los ensayos de flujo y se puede ver como el volumen muerto del sistema es de 0.121 cm3. Este volumen corresponde a las tuberías de entrada y salida de la columna, de acuerdo con el volumen de poros (Vp) de las columnas consideramos que es razonable debido a que es inferior al 1% del Vp. Tabla 7.11. Características de la columna de residuo utilizada en los diferentes experimentos de transporte de solutos en medio poroso. Ensayos con trazador pentaflourobenzoato (PFB). Ensayos de adsorción y desorción con los metales, Cr(VI), Ni(II) y Mn(II). Residuo Características Longitud (L) de la columna Diámetro (Ф) Volumen total (V) Masa de residuo (M) Densidad natural o húmeda (ρh) Densidad de las partículas (ρs) Volumen de poros (Vp) Porosidad (η) Contenido volumétrico de agua (θ) Velocidades de flujo (v) Volumen muerto del ensayo (Vm) Experimento Unidades cm cm cm3 g g/cm3 g/cm3 cm3 cm3/cm3 cm3/cm3 cm/h cm3 ACL SAL 5.00 10.00 5.00 10.00 1.60 1.60 10.55 20.11 10.55 20.11 15.66 31.32 15.52 31.04 2.17 2.15 3.97 3.88 6.11 12.22 6.06 12.11 0.61 0.60 0.61 0.60 1.20, 14.0, 39.0 1.20, 14.01.20 0.121 0.121 Adsorción-Desorción �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 259 7.2.4. Ensayos de transporte de soluto con flujo estacionario Los ensayos de flujo que describiremos a continuación se han realizado a diferentes velocidades (1.2, 14 y 39 cm/h). La elección de estas velocidades es resultado de los ensayos de adsorción en Batch donde se comprobó que para un período de 8 horas se había alcanzado al parecer el estado de equilibrio en los tres metales estudiados. Con estas velocidades se garantizan tiempos de tránsito entre 5 minutos y 8 horas. La velocidad más pequeña empleada es algo superior a la permeabilidad real del medio poroso, pero es similar a la obtenida en las muestras agrietadas ensayadas en el equipo triaxial (Capítulo 6). El uso de condiciones de flujo iguales en el estudio de los tres metales permite comparar sus resultados experimentales. En todos los ensayos de flujo se ha tratado de saturar las zonas de adsorción de la matriz del medio poroso con cada uno de los metales. El procedimiento para la obtención de las curvas de llegada (breakthrough curves) se inicia girando la válvula que permite el paso de la solución con trazador o con el metal por la columna. Transcurrido el tiempo de inyección del pulso que se haya establecido para el ensayo se gira nuevamente la válvula a su posición inicial volviendo a entrar a la columna solución sin trazador. Durante la realización de los experimentos el caudal (Q) y la temperatura (T) se mantienen constantes. 0 10 20 30 40 50mm Figura 7.15. Esquema de la columna usada en el laboratorio: 01-pared de acero, 02-tuerca de cierre, 03-pared de plástico, 04-tórica de plástico para el ajuste de los conectores, 05-tórica de ajuste entre el tubo de plástico y la tórica exterior, 06,07,08 son los anillos concéntricos que actúan como filtro y distribuyen uniformemente el agua, 09-muestra del sólido. �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 260 La estabilidad del flujo durante el experimento se chequea con muestreo del efluente a la salida del detector. Al desmontar la columna se observa si se han producido variaciones en la densidad del material durante el ensayo, esto se detecta por cambios en el tamaño de la muestra. Al finalizar el ensayo la muestra de sólido se coloca en la estufa a 110 oC y se determina el volumen de agua existente. El volumen de agua existente es el equivalente al volumen de poros (Vp) que será usado en la representación e interpretación de los resultados obtenidos. El procedimiento y el objetivo del ensayo de flujo y transporte en continuo se resumen en la Figura 7.16. A continuación se explica en detalle el procedimiento del ensayo de flujo y transporte mediante pulso en el caso del trazador e inyección en continuo de metales: I) programación del ensayo de acuerdo a las características del experimento donde se establece la velocidad de flujo (v), volumen a inyectar (Vi) y si el experimento será de inyección continua o mediante pulso, 1- Empaquetamiento de la columna y saturación 2- Inyección del pulso de trazador 3- Determinación de la curva de paso del trazador 4 Programación del colector de fracciones 5. Se hace pasar solución electrolítica nuevamente por la columna con el soluto (metal) a estudiar 6. Se analizan las muestras del ensayo del soluto por ICP-AES 7. Se obtiene la curva de paso o llegada del metal Figura 7.16. Esquema de flujo de los principales pasos del ensayo de flujo y transporte en columna. II) inyección del trazador durante un tiempo (t) que se fija de acuerdo al ensayo que se desee realizar, �261 Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) III) interpretación del resultado lo que permite determinar la calidad del empaquetamiento de la columna de residuo y comprobar la ausencia de flujo preferencial, el volumen de poros de la columna y los parámetros físicos del medio poroso, IV) inyección de la solución con metal y toma de las fracciones durante el experimento de flujo con los diferentes metales, V) las muestras de metales son enviadas al laboratorio donde son analizados, VI) representación e interpretación de los resultados y modelación numérica de los resultados (Capítulo 8) El ensayo de trazador se realizó en cada una de las columnas con el objeto de determinar sus características y garantizar la representatividad de cada ensayo y para poder comparar los resultados entre los diferentes solutos. Si se conocen bien todas las características del sólido (como es nuestro caso) con el que se empaqueta la columna el volumen de poros (Vp) se determina de acuerdo con la ecuación: Vp = (1 − ρd )VT ρs (7.6) Donde ρd es la densidad seca del suelo (g/cm3), ρs, la densidad de las partículas (g/cm3)y VT volumen total de la columna (cm3). Por otra parte, el Vp se puede determinar de acuerdo con la ecuación 7.7, donde Vm es el volumen muerto, Vi el volumen inyectado y µ1 es el primer momento normalizado en el caso de los solutos conservativos que no son afectados por la dispersión. Este momento fue definido por Aris, (1958), como se expresa en la ecuación (7.8 ). V p = [ µ 1 − 1 / 2V i ] − V m µ1 = +∞ +∞ ∫ (C V )dV / ∫ C dV w 0 (7.7 ) w 0 (7.8) �262 Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) El volumen muerto se determina experimentalmente con una válvula sin volumen interior (denominada válvula de volumen muerto), donde el volumen de agua que ha pasado por esta válvula entre el tiempo de inyección del trazador y su detección en el detector ultravioleta (UV) es considerada como Vm. Este volumen se corresponde con el volumen de tubería y conectores. 7.2.5. Interpretación de los resultados del ensayo de flujo con el trazador con pentafluobenzoato sódico (PFBA) Los ensayos de flujo con el trazador PFBA se realizan como paso previo al ensayo de flujo y transporte de los metales. En nuestro caso hemos empleado el PFBA que es un soluto orgánico conservativo que no se adsorbe en el suelo. Este trazador ha sido empleado a nivel de campo por Becker and Shapiro, (2000) y a nivel de laboratorio por Álvarez et al., (1995), con recuperaciones de la masa superiores al 90%. El ensayo de trazador con el PFBA se realiza para usarlo como referencia en el análisis de las curvas de paso de los metales que se están estudiando. Además con el ensayo de trazador se determinan el número de Peclet (P) y la dispersión (D), parámetros necesarios para los modelos que emplearemos en el próximo capítulo. Para cada columna de suelo en que se realiza el ensayo con el metal, se realiza primeramente el ensayo de trazador para la misma velocidad de flujo, obteniendo la curva de paso del PFBA. El análisis de la curva de paso se realiza normalmente por el método de los momentos definido por Aris, (1958). Este análisis estadístico nos permite deducir las condiciones en que se realiza el ensayo y comprobar si existen condiciones de no-equilibrio o flujo preferencial. Para ello se definen: - Zero absolute moment (mo), se corresponde con el tiempo de inyección, su unidad de medida es (M.T.L-3) y se calcula como, m0,t = +∞ ∫ C dt w (7.9) 0 - First absolute moment (m1), corresponde al centro de la masa del soluto en el gráfico de la curva de llegada, se determina como, �263 Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) m1,t = +∞ ∫ C tdt (7.10) w 0 - First normalised moment repect to (µ1,t), representa el valor máximo de la curva de paso del trazador. {µ 1,t - = +∞ ∫ Cwtdt / 0 +∞ mo ,t ∫ C dt} = m w (7.11) 1,t 0 Second central moment (µ2,t), representa la desviación con relación al centro de la masa (la varianza) su unidad de medida es T2. Matemáticamente se determina como, µ 2,t = +∞ ∫C (t − µ1,t ) dt / 2 w 0 - +∞ ∫ C dt w (7.12) 0 Third central moment (µ3,t), representa el sesgo de la distribución de la concentración, las unidades de medida son T3. La expresión matemática que lo define es, µ3,t = +∞ 3 ∫ Cw (t − µ1,t ) dt / 0 +∞ ∫ C dt w (7.13) 0 Los resultados de los ensayos de trazador muestran un pico en la curva de paso del trazador (Figuras 7.17A y B ). La existencia de un pico máximo en la curva de llegada del trazador es un indicativo de que el flujo circula por la porosidad efectiva. La existencia de un solo pico y la pequeña desviación del centro de la masa con relación a un volumen de poros, muestran que no existe flujo preferencial y la ausencia de fenómenos o procesos físicos que demuestren la existencia de condiciones de noequilibrio. Los resultados del análisis de los momentos de las curvas que se representan en la Figura 7.17A, se muestran en la Tabla 7.12. �264 Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 0.3 0.3 Residuo ACL v=1.2 cm/h L=10 cm 0.2 Cw Cw (mg/L) 0.2 Cw (mg/L) Cw v=1.2 cm/h L=5 cm Residuo SAL 0.1 0.1 0.0 0 0 100 200 300 0 100 Tiempo (minutos) 0.3 Residuo ACL v=14 cm/h L=10 cm v=14 cm/h L=10 cm Residuo SAL 0.2 0.1 0.2 0.1 0.0 0 0 10 20 30 40 0 10 Tiempo (minutos) 20 30 40 Tiempo (min) 0.4 0.4 V=39 cm/h L=10 cm Residuo ACL 0.3 0.2 0.1 v=39 cm/h L=10 cm Residuo SAL 0.3 Cw (mg/L) Cw Cw (mg/L) Cw 300 Tiempo (min) Cw (mg/L) Cw Cw (mg/L) Cw 0.3 200 0.2 0.1 0.0 0 6 0 12 0 6 Tiempo (minutos) 12 Tiempo (min) Figura 7.17A. Curva de llegada del trazador PFBA. A) residuo ACL y B) residuo SAL. v: es la velocidad, Ap: ancho del pulso en volúmenes de poro, L: longitud de la columna en centímetros. Tabla 7.12A. Análisis de los momentos curvas de paso del trazador PFBA(Figura 7.17A). Residuo Longitud de la columna Velocidad (cm/h) Co Tiny (g/L) (min) m0,t (g.minL-3) m1,t (g.min2.L-3) µ1,t min µ2,t min2 µ3,t min3 (cm) ACL SAL 5 10 10 5 10 10 Tiny. Tiempo de inyección 1.2 14.0 39.0 1.2 14.0 39.0 5 3.8 0.65 0.22 5 3.78 0.65 0.23 16.03 1643 102.48 725.71 6164.90 2.84 48.2 16.95 12.36 19.94 1.06 6.05 5.65 2.86 0.41 14.67 1529.00 104.75 676.85 6394.20 2.63 44.90 17.03 15.64 19.00 0.99 5.80 5.85 1.18 0.37 �265 Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 0.08 0.07 Ensayo de trazador con PFBA en el residuo ACL Ap=0.041 0.06 v=1.2 cm/h; L=5 cm A Cw/Co 0.05 v=14 cm/h; L=10 cm v=39 cm/h; Serie1 L=10 cm 0.04 0.03 0.02 0.01 0.00 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 Vp 0.08 B Ensayo de trazador con PFBA en el residuo SAL Ap=0.041 0.07 0.06 Cw/Co 0.05 v=1.2 cm/h; L=5 cm v=14 cm/h; L=10 cm v=39 cm/h; L=10 cm 0.04 0.03 0.02 0.01 0 0 0.5 1 1.5 2 2.5 Vp Figura 7.17B. Curva de llegada del trazador PFBA. A) residuo ACL y B) residuo SAL. v: es la velocidad, Ap: ancho del pulso en volúmenes de poro, L: longitud de la columna en centímetros. Tabla 7.12B. Análisis de las curvas de paso del trazador PFBA normalizada(Figura 7.17B). Residuo ACL SAL Longitud de la columna (cm) 5 10 10 5 10 10 Velocidad (cm/h) 1.2 14.0 39.0 1.2 14.0 39.0 Ancho del pulso (Vp) 0.041 0.041 0.041 0.041 0.041 0.041 Centro de la masa (Vp) 1.119 1.060 1.015 1.073 1.019 1.003 Pico máximo (Vp) 1.003 1.002 0.992 1.003 1.001 0.991 �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 266 La masa de PFBA recuperada es superior al 96 % en todos los ensayos. En ninguno de los ensayos efectuados se ha comprobado una pérdida importante de la masa inyectada por lo que se puede asegurar que el PFBA no sufre ningún tipo de proceso de adsorción o degradación en el medio poroso. La diferencia entre la masa inyectada y la recuperada se debe a las limitaciones instrumentales en la detección de bajas concentraciones del trazador. Para estas condiciones de flujo hemos comprobado que el PFBA se comporta como un soluto conservativo y que el trasporte puede ser descrito por la ecuación de flujo que rige el transporte de soluto por advección-dispersión. 7.2.6. Análisis de los ensayos de flujo y transporte de los metales en las columnas de residuo En trabajos experimentales con suelos naturales a nivel de laboratorio y de campo (Selim and Amacher, 1997; Wang, et al., 1998; Smith et al., 1998) se ha observado que la adsorción local e instantánea en los metales pesados no suele ocurrir para toda la masa del soluto, y que por tanto, este proceso se desarrolla en condiciones de noequilibrio, debido a la histéresis de los procesos de adsorción y a las condiciones de flujo del medio. Sin embargo, los estudios de transporte de contaminante en residuos mineros teniendo en cuenta las condiciones de no-equilibrio son escasos (Stollenwerk, 1994). El hecho de que la isoterma de adsorción de los metales (Cr(VI), Mn(II), Ni(II)) en ACL y Cr(VI) y Mn(II) en SAL no sea lineal indica que el coeficiente de reparto (Kf) y el factor de retardo (R) no son constantes, por lo que afectan la curva de paso o llegada de los metales generando una gran cola. Estos resultados pueden inducir a falsas valoraciones en la evaluación de la curva de paso o llegada de éstos a través de la columna de suelo si no se tiene una correcta caracterización del medio poroso. En todos los ensayos se ha prolongado la inyección el tiempo suficiente como para que la concentración y el pH a la salida del efluente sean iguales a los de entrada. 7.2.6.1. Ensayos de flujo y transporte con adsorción y desorción de Ni(II) Los ensayos de flujo con Ni se han efectuado para las condiciones que se relacionan en la Tabla 7.13. La curva de llegada del Ni(II) a través de los dos residuos muestra los efectos de la existencia de condiciones de flujo no ideal o condiciones de no �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 267 “equilibrio” al presentar una gran cola (Figura 7.18). Se aprecia que para que la concentración llegue a ser Cw/Co≈1 (saturación de las zonas de adsorción ) es necesario el paso de 18 volúmenes de poros en el residuo SAL y de 33 en el residuo ACL. La máxima masa de soluto adsorbida (Smax) en el residuo ACL es 3 veces mayor que en el residuo SAL, mientras que la masa retenida (Sret) de Ni en el residuo ACL al parar el ensayo es 9 veces mayor (Tabla 7.13). Este aspecto se debe a la diferencia de pH en los dos residuos y a la existencia de mayor cantidad de Fe amorfo en el residuo ACL. Se observa que en ninguno de los dos residuos la concentración es cero al finalizar el ensayo (Tabla 7.13). El proceso de adsorción en el residuo ACL es muy importante, lo demuestra el retraso con que sale el soluto de la columna, ya que para ello es necesaria una renovación de 17 Vp, mientras que en el residuo SAL la salida de soluto en el efluente es más rápida, apenas han salido 4 volúmenes de poros. Obsérvese que la Kf del Ni(II) obtenido de los ensayos Batch en el residuo SAL, que presenta un pH inferior a 5, durante todos los ensayos es inferior a 1, este valor es indicativo de que el tiempo de tránsito del soluto Ni(II) por el medio poroso es muy pequeño en comparación con el residuo ACL. Tabla 7.13. Características del ensayo de flujo y transporte de Ni(II) con procesos de adsorcióndesorción en los dos residuos. La masa adsorbida representa la masa retenida en el momento de finalizar el ensayo de flujo. Residuo Metal Vpi Vpd v Co Cwf Sin Sret Smax Sret cm/h (mg/L) (mg/L) (mg) (%) (mg/kg) (mg/kg) ACL 1.2 416 0.08 457.6 85.88 Ni(II) 91 127 2744 2168 14.0 0.70 88.47 2452 1762 39.0 0.90 90.54 2087 1444 SAL 1.2 534 5.72 600.0 98.49 820 236 Vpi: volumen de poros de inyección (adsorción); Vpd volumen de poros de inyección de solución sin soluto (desorción); v: velocidad; Co: concentración inicial; Cwf: concentración final; Sin: masa inyectada; Sret: por ciento de masa recuperada; Smax: adsorción máxima que se alcanza en el ensayo; Sret: masa retenida al acabar el ensayo. �268 Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 1.0 A Ni residuo ACL Cw/Co 0.8 v=1.2 cm/h; L=5 cm 0.5 v=14 cm/h; L=10 cm 0.3 v=39 cm/h; L=10 cm 0.0 0 50 100 150 200 1 250 B Ni residuo SAL Cw/Co 0.8 0.6 0.4 0.2 v=1.2 cm/h; L= 5 cm 0 0 50 100 150 200 250 Vp Figura 7.18. Curvas de llegada del Ni a través de la columna de los dos residuos para diferentes velocidades de flujo. A) Residuo ACL y B) Residuo SAL. v: velocidad, L: longitud de la columna. 7.2.6.2. Ensayos de flujo y transporte con adsorción y desorción de Mn(II) En la Figura 7.19, se aprecia con claridad que la masa de Mn(II) adsorbida por los dos residuos es grande, siendo mayor en el residuo ACL que en el residuo SAL (Tabla 7.14.), a pesar de que la concentración en la solución es muy similar en ambos ensayos. De la curva de llegada del Mn(II) se puede concluir que el proceso de desorción es mucho más lento que el proceso de adsorción, en los dos residuos. �269 Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 1.0 Mn residuo ACL A Cw/Co 0.8 0.6 v=1.2 cm/h; L=5 cm 0.4 v=14 cm/h; L=10 cm 0.2 v=39 cm/h; L=10 cm 0.0 0 50 100 150 1 200 Mn residuo SAL 250 B Cw/Co 0.8 0.6 0.4 v=1.2 cm/h; L=5 cm 0.2 0 0 50 100 150 200 250 Vp Figura 7.19. Curvas de llegada del Mn(II), a través de la columna de los dos residuos para diferentes velocidades de flujo. A) Residuo ACL y B) Residuo SAL. v, es la velocidad y L es la longitud de la columna. Tabla 7.14. Características del ensayo de flujo y transporte de Mn(II) con procesos de adsorción-desorción en los dos residuos. La masa adsorbida representa la masa retenida en el momento de finalizar el ensayo de flujo Residuo Metal Vpi Vpd v Co Cwf Sin Sre Smax Sret (cm/h) (mg/L) (mg/L) (mg) (%) (mg/kg) (mg/kg) ACL 1.2 267 0.027 293.7 84.30 Mn(II) 91 127 2285 1981 14.0 0.90 89.10 2067 1375 39.0 1.02 90.22 1981 1233 SAL 1.2 254 0.021 280.0 96.00 1602 836 Vpi: volumen de poros de inyección (adsorción); Vpd volumen de poros de inyección de solución sin soluto (desorción); v: velocidad; Co: concentración inicial; Cwf: concentración final; Sin: masa inyectada; Sre: por ciento de masa recuperada; Smax: adsorción máxima que se alcanza en el ensayo; Sert: masa retenida al acabar el ensayo. En este caso se puede apreciar que al parecer para una misma concentración y la velocidad de flujo de 1.2 cm/h en el residuo SAL las zonas de adsorción se saturan para 34 Vp(Cw/Co≈1), mientras que en el caso de residuo ACL este proceso ocurre para 45 �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 270 Vp, lo que ilustra con claridad que en el residuo ACL la masa de Mn afectada por el proceso de adsorción es mucho mayor que en el residuo SAL. 7.2.6.3. Ensayos de transporte y flujo con adsorción y desorción de Cr(VI) En los ensayos de flujo y transporte de adsorción–desorción con cromo para la velocidad de 1.2 cm/h se aprecian claramente los dos estados del proceso de adsorción (Figura 7.20). Inicialmente la adsorción del Cr en el residuo ACL ocurre rápidamente hasta un volumen de poros inyectado igual a 5 (donde Cw/Co≈1) y de 9 Vp (donde Cw/Co≈1) en el residuo SAL, mientras que una pequeña parte de la masa del Cr necesita de un tiempo mayor para que el proceso de adsorción ocurra. La adsorción de la masa de soluto máxima (Smax) para la que al parecer se logra la saturación de los sitios de adsorción en el residuo SAL es 5 veces mayor que la adsorbida por el residuo ACL (Tabla 7.15). Tabla 7.15. Características del ensayo de flujo y transporte de Cr(VI) con procesos de adsorción-desorción en los dos residuos. Residuo Metal Vpi Vpd v Co Cwf Sin Sre Smax Sret cm/h (mg/L) (mg/L) (mg) (%) (mg/kg) (mg/kg) ACL 1.2 247 0.027 Cr(VI) 91 127 271.7 94.77 624 295 14.0 0.60 96.45 586 200 39.0 0.70 96.86 513 177 SAL 1.2 920 11.04 1012.2 96.83 2907 1232 Vpi: volumen de poros de inyección(adsorción); Vpd volumen de poros de inyección de solución sin soluto (desorción); v: velocidad; Co: concentración inicial; Cwf: concentración final; Sin: masa inyectada; Sre: masa recuperada; Smax: adsorción máxima que se alcanza en el ensayo; Sret: masa retenida al parar el ensayo. Las características de adsorción del Cr presentan el mismo comportamiento que el observado en los ensayos de Batch para los dos residuos. El hecho que la masa adsorbida del Cr(VI) sea mayor en el residuo SAL que en el residuo ACL es debido al pH. Para valores de pH ácido (menor que 5) la movilidad del Cr(VI) es menor que para pH próximos a la neutralidad (6-7). Según los estudios de diferentes investigadores (Selim and Amacher, 1997, Khaodhiar et al., 2000) a pH ácido el Cr(VI) puede formar precipitados o complejos mucho más estables con los óxidos e hidróxidos de hierro y aluminio. De acuerdo con Khaodhiar et al., (2000), la adsorción del Cr(VI) en presencia de óxidos e hidróxidos de hierro se debe fundamentalmente a la acción de las fuerzas electrostáticas y en menor medida a la formación de complejos. �271 Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 1,0 Cr residuo ACL A C/Co Cw/Co 0,8 0,6 v=1.2 cm/h; L=5 cm 0,4 v=14 cm/h; L=10 cm 0,2 v=39 cm/h; L=10 cm 0,0 0 50 100 150 1 200 Cr residuo SAL 250 B Cw/Co 0,8 0,6 0,4 v=1.2 cm/h; L=5 cm 0,2 0 0 50 100 150 200 250 Vp Figura 7.20. Curvas de llegada del Cr(VI), a través de la columna de los dos residuos para diferentes velocidades de flujo. A) Residuo ACL y B) Residuo SAL. v, es la velocidad y L es la longitud de la columna. 7.2.7. Discusión de los resultados de los ensayos de flujo y transporte con adsorción y desorción de Cr(VI), Ni((II) y Mn(II) La gran capacidad de adsorción del residuo ACL implica un importante valor de retraso, siendo el mayor para el Mn, el segundo para el Ni y el tercero para el Cr. Este mismo aspecto se manifiesta de diferentes formas para el residuo SAL donde el mayor retraso es para el Cr(VI), segundo para el Mn(II) y tercero para el Ni(II). Este aspecto es positivo desde el punto de vista ambiental pues muestra la capacidad de estos residuos para retener y retardar el paso de estos metales a través de su matriz. La existencia de un valor de retardo (R) muy grande no justifica la asimetría observada en todas las curvas de llegada o paso de los solutos (contaminantes) existentes en los ensayos de flujo realizados (Figuras 7.18 a7.20). La existencia de esa asimetría es �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 272 debida a las condiciones de no-equilibrio entre el soluto en la solución acuosa y la matriz del medio poroso en que se desarrollan los ensayos de flujo y transporte. Para los tiempos en que se han realizado los ensayos de flujo se puede apreciar que el proceso de adsorción es parcialmente reversible. Este proceso de irreversibilidad observado puede estar motivado por la sorción a los óxidos de hierro y aluminio existentes en el medio. Otro de los factores que controla la irreversibilidad del proceso es la fuerte capacidad de los residuos para retener metales, esta capacidad es aún más marcada en el residuo ACL. En todos los ensayos de flujo realizados con el PFBA no se ha observado este fenómeno de asimetría que se muestra en los tres metales estudiados, por lo que los efectos de la dispersión pueden ser considerados como despreciables. En estas condiciones todo parece indicar que el flujo está controlado por la advección. Las curvas de paso del Ni(II), Mn(II), Cr(VI) muestran un comportamiento no ideal con una gran cola y asimetría, mostrando además la existencia de condiciones de no equilibrio en los procesos de sorción. La gran adsorción que presentan estos residuos para el caso del Ni(II) y Mn(II) está controlada por la presencia de óxidos e hidróxidos de hierro que se caracterizan por presentar valores de carga negativa en sus partículas para pH superiores a 2 (ver Tabla 7.5), en nuestro caso el Fe representa entre el 40 y 50 % en peso de la masa total del residuo sólido. Por otro lado la adsorción de Cr(VI) con carga negativa está favorecida por la existencia de minerales mal cristalizados, diferentes compuestos orgánicos y elementos en estado amorfo (Mn, Si), que presentan generalmente un potencial zeta muy bajo. Se puede apreciar que el cromo es el elemento menos adsorbido en condiciones cinéticas para el residuo ACL, mientras que para el residuo SAL es el Ni(II), confirmando de esta manera el mismo orden de prioridad en cada uno de los residuos que el observado en los ensayos Batch descritos en el apartado 7.1. En el caso del residuo ACL la gran capacidad de adsorción puede estar favorecida además por la existencia de materia orgánica y el pH cercano a 7. Para valores de pH cercanos a 7 o neutros los minerales de Fe, hematita y goethita alcanzan los mayores �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 273 valores de adsorción para diferentes metales pesados como el Ni, Co, Zn y Mn (Sparks, 1995). El hecho de que la adsorción ocurra muy rápidamente es un indicativo de que la adsorción de los metales está controlada por la adsorción física, debido a las fuerzas electrostáticas en la superficie de las partículas sólidas; además la capacidad de intercambio catiónico de estos residuos es muy baja (8 a 10 mg/100 g de residuo sólido), lo que nos indica que la quimisorción desempeña un papel secundario. La existencia de adsorción de estos metales implica un factor de retardo en el paso del contaminante superior a uno (R>1). De manera general la existencia de un R mayor que uno no justifica la existencia de la gran cola que se observa en todos los ensayos realizados, sino que este fenómeno está condicionado por la presencia de un flujo y transporte de soluto no ideal o la existencia de condiciones de “no-equilibrio” en la matriz porosa durante la realización del experimento. De acuerdo con los resultados de ensayos Batch y los de flujo y transporte de contaminantes, parece obvio que en el caso de los procesos de adsorción-desorción de los tres metales estudiados no se puede considerar la existencia de condiciones de equilibrio. Para poder explicar este tipo de fenómenos se necesita necesariamente de modelos que incluyan las condiciones cinéticas no lineales que describen los procesos de adsorción-desorción. El fenómeno de las colas y asimetría de la curva de llegada resultado de los ensayos de flujo y transporte con procesos de adsorción-desorción es mucho más evidente en los tres solutos (Cr, Ni y Mn) para las menores velocidades. 7.2.8. Ensayos de flujo y transporte con adsorción y desorción de los tres metales simultáneamente El ensayo de flujo y transporte de los tres metales a través de los residuos ACL, se investigó también en este estudio dada las características de sorción de este material (Figura 7.21). La velocidad de flujo a que se realizó el ensayo fue a 14 cm/h. En la Tabla 7.16 se muestran las características del ensayo. �274 Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) El retardo con que aparecen en el efluente los solutos Ni(II) y Mn(II), disminuye considerablemente en comparación con el valor obtenido de los ensayos de flujo y transporte de soluto por separado (Figuras 7.18-7.20). En el residuo ACL se muestra claramente que los metales Ni(II) y Mn(II) compiten por los sitios de adsorción. En este residuo ACL, se comprueban las evidencias de los ensayos de Batch donde el comportamiento del Ni(II) y el Mn(II) son parecidos, mientras que al parecer el Cr se mueve de manera independiente. La masa adsorbida en cada uno de los metales es menor que la adsorbida por cada metal solo. Esto denota que la existencia de otros solutos en la solución acuosa, con similares características de sorción, afecta a los procesos de flujo y transporte de contaminantes en el medio poroso, disminuyendo incluso el tiempo de tránsito de éstos por el medio. Tabla 7.16A. Características del ensayo de flujo y transporte de los tres metales con procesos de adsorción - desorción en el residuo ACL. v=14 cm/h. Residuo Metal ACL Vpi Mn(II) Vpd 39 99 Co Cwf Sin Sre Smax Sret (mg/L) (mg/L) (mg) (%) (mg/kg) (mg/kg) 419.78 0.82 201.49 89.92 864 502 Cr(VI) 103.48 0.31 49.67 71.48 560 385 Ni(II) 336.84 2.37 161.68 75.47 1381 1020 Vpi, volumen de poros de inyección (adsorción); Vpd volumen de poros de inyección de solución sin soluto (desorción); Co, concentración inicial; Cwf: concentración final; Sin, masa inyectada; Sre, masa recuperada; Smax: adsorción máxima por kg de suelo que se alcanza en el ensayo; Sret: masa retenida por kg de suelo al acabar el ensayo. 1 Mn(II) Ni(II) 0,8 Cr(VI) Cw/Co 0,6 0,4 0,2 0 0 20 40 60 80 100 120 140 160 Vp Figura 7.21. Curva de llegada de un ensayo de flujo y transporte de una solución con los tres metales a través de una columna del residuo ACL. L=10 cm y v=14 cm/h (Tabla 7.16A). �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 275 Para una inyección similar de 39 volúmenes de poros los sitios de adsorción en el caso de cada soluto por separado están “prácticamente saturados” (Figuras 7.18 a 7.20), aspecto éste que en los ensayos con multicomponentes no se observa (Figura 7.21). La suma de la masa total de Ni(II) y Mn(II) adsorbida es menor que la que adsorbe el residuo para cada uno de ellos, aunque la masa retenida por los residuos sigue siendo elevada (Tabla 7.16A y 7.16B). Tabla 7.16B. Comparación de la adsorción de los metales (Ni, Cr y Mn) por separado y juntos en un ensayo de flujo y transporte a una misma velocidad 14 cm/h y L=10 cm. Mn(II) Cr(VI) Ni(II) Total Solos Smax (mg/kg) 2067 586 2452 5105 Mezclados Sret (mg/kg) Smax (mg/kg) Sret (mg/kg) 1375 864 502 200 560 385 1762 1381 1020 3337 2804 1907 El factor de retardo del Cr(VI) es algo menor al observado en el ensayo de flujo con el metal individualmente (Figura 7.20). Si consideramos la forma en que se comporta la curva de llegada podremos decir que la adsorción es un poco más lenta y que la presencia de otros solutos en el medio retrasa un poco el proceso de adsorción. En el Cr(VI) la masa adsorbida es menor que la que retiene el residuo ACL en los ensayos de flujo y transporte con el Cr(VI) solo. Esta diferencia en la masa adsorbida puede ser debido a que la concentración inicial en la solución es algo mayor o que la presencia del Mn pueda provocar un efecto sobre el Cr que disminuya su adsorción (Tabla 70.16 y 7.16A). �276 Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 500 A Mn (mg/L) 400 300 200 Adsorción Desorción 100 0 0 20 40 60 80 100 Cr (mg/L) Ni (mg/L) 300 B 200 100 Adsorción Desorción 0 0 20 40 60 80 100 Cr (mg/L) 500 C Mn (mg/L) 400 300 y = 1.3496x - 6.0467 R2 = 0.9998 200 100 Adsorción Desorción 0 0 50 100 150 200 Ni (mg/L) 250 300 350 Figura 7.22. Relación entre las concentraciones de metales en la solución acuosa durante los ensayos de flujo con procesos de adsorción-desorción de los tres metales en residuo ACL. a) Mn(II)-Cr(VI), b) Ni(II)-Cr(VI) y c) Ni(II)- Mn(II). En el caso del Ni(II), Cr(VI) y el Mn(II) se realizó una comparación de la concentración del soluto en el efluente durante los procesos de adsorción - desorción entre los tres metales (Figura 7.22). En este caso se puede comprobar que en el proceso de adsorción la relación entre los metales es no lineal, lo que corrobora los resultados obtenidos en los ensayos de Batch. La desorción es lineal en el caso del Ni(II)-Mn(II), la proporción de Mn(II) liberada es 1.35 mg/l con respecto a 1 mg/L de Ni(II). La relación del Cr(VI)- �277 Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) Ni(II) no es lineal, liberando 3.3 mg/L de Cr(VI) por cada uno de Ni(II). Esto confirma lo observado en los ensayos de batch y flujo y transporte de los solutos por separado donde el residuo ACL tiene mayor afinidad para adsorber el Ni(II) y el Mn(II) que el Cr(VI). Esta propiedad de adsorción del residuo ACL es muy favorable desde el punto de vista ambiental, pues el Ni(II) y el Cr(VI) realmente presentan una gran toxicidad, mientras que la del Mn(II) es mínima. 7.2.9. Ensayo de flujo y transporte con adsorción y desorción de Ni(II) y Mn(II) Considerando que al parecer existe una competencia por los sitios de adsorción entre el Ni(II) y el Mn(II), se realizó un ensayo de flujo y transporte con los dos metales con procesos de adsorción – desorción. En la Figura 7.23, se puede apreciar como inicialmente el manganeso alcanza la saturación, sin embargo en la medida que se incrementa la adsorción de Ni(II) disminuye la concentración de manganeso en el efluente, esto puede ser indicativo de una mayor adsorción de Mn(II). En realidad el incremento de la adsorción del manganeso representa un valor importante. En estas condiciones de pH mayores que 6 la adsorción del Ni(II) y el Mn(II) por los óxidos e hidróxidos de Fe, presentan sus mayores valores de adsorción (Tan, 1992, 1994; Sparks, 1995; Selim and Amacher, 1997; Wang et al., 1998). Este aspecto consideramos constituye una cuestión que habrá que estudiar con más detalle en el futuro.En la Tabla 7.16C y 16D se muestran las principales caracteristicas y resultados del ensayo de flujo y transporte binario con el Mn y Ni, por una columna del residuo ACL. 1 Mn(II) 0,8 Ni (II) C/Co 0,6 0,4 0,2 0 0 50 100 150 200 250 Vp Figura 7.23. Representación de un ensayo de flujo con dos solutos en la solución (Ni(II) y Mn(II)) en una columna del residuo ACL. �278 Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) Tabla 7.16C. Características del ensayo de flujo y transporte de Ni y Mn con procesos de adsorción - desorción en el residuo ACL. v=14 cm/h. Residuo ACL Metal Mn(II) Ni(II) Vpi 140 Vpd 105 Co Cwf Sin Sre Smax Sret (mg/L) (mg/L) (mg) (%) (mg/kg) (mg/kg) 419.78 0.82 201.49 89.92 864 502 336.84 2.37 161.68 75.47 1381 1020 Vpi, volumen de poros de inyección (adsorción); Vpd volumen de poros de inyección de solución sin soluto (desorción); Co, concentración inicial; Cwf: concentración final; Sin, masa inyectada; Sre, masa recuperada; Smax: adsorción máxima por kg de suelo que se alcanza en el ensayo; Sret: masa retenida por kg de suelo al acabar el ensayo. Como se puede ver en todos los casos de ensayos de flujo y transporte de metales con procesos de adsorción-desorción el comportamiento de las curvas de llegada es similar e independientemente del metal analizado y de la concentración utilizada. Siempre presentan un ascenso bastante vertical en el proceso de adsorción y una caída inicialmente vertical de la curva en el proceso de desorción y una gran cola, donde en ninguno de los casos en que se ha parado el ensayo se ha logrado llegar al valor cero de concentración del soluto en el efluente. Tabla 7.16D. Comparación de la adsorción de los metales Ni y Mn por separado y juntos en un ensayo de flujo y transporte a una misma velocidad 14 cm/h y L=10 cm. Mn(II) Ni(II) Total Solos Smax (mg/kg) 2067 2452 4519 Sret (mg/kg) 1375 1762 3137 Mezclados Sa (mg/kg) Sret (mg/kg) 864 565 1381 1213 2245 1788 7.2.10. Análisis semicuantitativo de la concentración de los metales en muestras del ensayo de flujo y transporte Con el objetivo de verificar si la masa adsorbida por el residuo se encontraba en la matriz sólida, se tomaron muestras de la matriz después de concluido el ensayo de flujo y transporte para cada uno de los metales utilizados. La determinación de la concentración de metales se realizó con el microscopio electrónico de barrido con analizador de dispersión de energía. En la Figura 7.24, correspondiente a los espectros semicuantitativos de las muestras del residuo ACL se aprecia claramente la diferencia entre el contenido de los metales Cr, Ni y Mn antes y después de realizado el ensayo de flujo con adsorción–desorción. �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 279 En el caso del análisis por microscopio electrónico de barrido es bueno destacar que la intensidad del pico es proporcional a la concentración del mineral en la partícula o superficie que se esté analizando. Antes del ensayo de flujo y transporte Después del ensayo de flujo y transporte Figura 7.24. Espectro del microscopio electrónico. Parte superior, determinación en la muestra de residuo ACL antes del ensayo de flujo y transporte con procesos de adsorción-desorción. Parte inferior, después de desarrollado el ensayo con los tres metales. Los elementos son: hierro (Fe), cromo (Cr), manganeso (Mn), níquel (Ni). En todos los casos en que se ha comparado la concentración del metal en el residuo antes y después de realizado el ensayo de adsorción–desorción se ha podido observar que la concentración es mayor en la muestra después de realizado el ensayo (Figura 7.24). De acuerdo con estos resultados se puede apreciar que los metales al parecer se encuentran en la superficie de las partículas de óxidos e hidróxidos que conforman la matriz del residuo. En los análisis no se detectó la existencia de posibles procesos de precipitación o formación de otros compuestos o minerales de estos elementos. �280 Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) En la Tabla 7.17 se dan los resultados de 10 de los análisis realizados con el microscopio electrónico sobre muestras de los dos residuos. La concentración semicuantitativa de los diferentes elementos presentan el mismo orden de concentración en los residuos que el observado en los ensayos de Batch y en los de flujo. La masa adsorbida es mayor en el residuo ACL de acuerdo al siguiente orden, Ni, Mn y Cr, mientras que en el residuo SAL es Cr, Mn y Ni (Figura 7.25). 7000 20000 B - SAL A - ACL 6000 16000 12000 mg/kg mg/kg 5000 8000 4000 3000 2000 4000 1000 0 0 Cr Ni Cr Mn Antes del ensayo de flujo y transporte Ni Mn Después del ensayo de flujo y transporte Figura 7.25. Representación de la concentración media de Ni, Cr, Mn en los residuos antes y después de realizado el ensayo de flujo y transporte de metales. Tabla 7.17. Resultados de la composición de las muestras de residuo de acuerdo con los análisis semicuantitativos del microscopio electrónico antes y después de realizado el ensayo de flujo y transporte con adsorción y desorción (concentración en mg/kg). Residuo Velocidad cm/h Cr Ni Mn concentración concentración concentración Muestra Antes Después Antes Después Antes Después ACL 1.2 SAL 1.2 1 2 3 4 5 1 2 3 4 5 17195 5267 17490 17220 17652 17500 17396 6499 6325 6224 5923 6450 6008 1765 8176 7945 8238 8112 8125 2001 2054 1989 1975 1879 7182 4164 9163 8750 8985 8496 9029 5004 4956 4285 4986 4789 Aunque los resultados experimentales obtenidos a nivel de laboratorio pueden diferir, y difieren de la realidad en el terreno, consideramos que constituyen un buen punto de vista a la hora de comparar el comportamiento de estos metales en el medio ambiente, �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 281 debido a que resulta extremadamente complejo y costoso el poder controlar las diferentes variables que intervienen en el medio natural. Los resultados del microscopio electrónico corroboran los resultados de los ensayos de Batch sobre la capacidad de estos residuos de retener los metales, así como que, al parecer, el mecanismo de adsorción de los metales en la superficie de las partículas debido a la fuerza electrostática es la causa fundamental de la adsorción, pues no se observan ni precipitados ni otras formas minerales de estos elementos. 7.3. Influencia del pH en el proceso de adsorción El considerar la influencia del pH sobre los procesos de adsorción constituye uno de los aspectos más importantes en el estudio de los procesos físico–químicos que controlan la movilidad de los solutos a través el medio poroso (Poulsen and Bruun, 2000; Elzahabi and Yong, 2001). Los cambios de pH provocan variación en las condiciones de equilibrio en el medio y según los tipos de óxidos o hidróxidos presentes pueden o no favorecer los procesos de adsorción o liberación de los iones metálicos al medio. El pH controla o determina generalmente la carga de las partículas sólidas que forman el medio poroso y con ello favorece la adsorción de unos iones y la movilidad de otros. En el caso de los metales en el medio acuoso, el pH determina en muchos casos su movilidad pues son solubles en un determinado rango de pH precipitando al producirse su cambio (Tan, 1994; Ribet et al., 1995; Laumakis, et al., 1998). De acuerdo con los resultados de los procesos de adsorción-desorción de los ensayos Batch y de flujo, se ha podido observar que el pH es al parecer el factor principal que controla el proceso de adsorción y que el residuo que presenta una mayor capacidad de adsorción de Ni y Mn es el residuo ACL. Para verificar el comportamiento del proceso de adsorción del residuo ACL en función del pH, se usaron dos pH extremos, que son los que tienen las aguas residuales de la región de Moa (Anejo I, datos hidroquímicos). 7.3.1. Materiales y métodos del ensayos de flujo con adsorción de metales (Cr(VI), Ni(II), Mn(II)) a diferente pH Para el estudio del efecto del pH de la solución que contiene el soluto sobre los procesos de adsorción solamente se ha empleado el residuo ACL que se caracteriza por un pH �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 282 superior a 6 y a efectos de comparación una zeolita compuesta por dos minerales (Clinoptilolita+ Mordenita). La zeolita con que se realizó el trabajo se encuentra en el área de estudio en un yacimiento de rocas volcánicas zeolitizadas. El mineral de zeolita predominante en dicho depósito es la Clinoptilolita y en menor medida la Mordenita. El contenido de Clinoptilolita es entre el 50-70% y la Mordenita es de hasta el 15% (Orozco y Rizo, 1998). En los ensayos de flujo en columna se han empleado dos pH extremos para cada uno de los metales estudiados. La elección de estos valores se debe a que en la región se generan efluentes del proceso metalúrgico que presentan un pH ácido (1.3-3) con cantidad de metales pesados y sólidos en suspensión (Capítulo 1, Anejo I). El objetivo de estos ensayos es evaluar la capacidad de adsorción de estos residuos ante la posibilidad de su posible utilización en la descontaminación o minimización del impacto de estos efluentes. La realización de los ensayos se efectuó con el dispositivo experimental que se muestra en la Figura 7.26. En la Tabla 7.18, se recogen las características de la columna empleada en los diferentes ensayos de adsorción para diferentes pH, en función de las características de la especie química de los metales utilizados. En la preparación de las columnas para realizar los diferentes ensayos se utilizaron inicialmente masas de residuo de 1, 2 y 4 gramos. Los resultados de prueba mostraron que con masas de residuo de 1 gramo el tamaño de la muestra (volumen de lecho, en química) en la columna era muy pequeño y se producía flujo preferencial. Para la columna con masa de suelo de 4 gramos se comprobó que el caudal de salida era muy pequeño y por lo tanto el tiempo de realización del ensayo se prolongaba demasiado. En todos los casos se utilizó una masa de residuo de 2 g y una misma concentración del soluto a un pH constante. Las soluciones de los metales fueron preparadas con las mismas sales que las utilizadas en los ensayos Batch y flujo (apartados 7.1 y 7.2). El pH de la solución se ajustó con NO3H. �283 Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) Tabla 7.18. Características de la columna de vidrio empleada en cada uno de los ensayos de flujo con los diferentes metales. Parámetros Unidad Valor Diámetro Longitud Área de salida Masa del sólido cm 1.80 cm 40.00 cm2 2.54 Residuo g 2.00 Zeolita g 2.00 Altura del sólido en el interior de la columna Residuo cm 0.66 Zeolita cm 0.90 Volumen ocupado por el sólido Residuo cm3 1.53 Zeolita 5.08 Porosidad de sólido Residuo % 67 Zeolita 70 Velocidad de flujo cm/h 4.7 La columna del líquido sobre el sólido es variable en función de la velocidad de flujo a que se realice el experimento. La columna de liquido esta a presión atmosférica Columna de vidrio Residuo Disolución electrolítica Colector de fracciones Figura 7.26. Esquema del dispositivo experimental empleado para la realización de los ensayos de flujo y transporte en condiciones de presión atmosférica con proceso de adsorción de metales en el residuo ACL y en zeolita. El residuo se empaquetó en una columna de vidrio de 40 cm de longitud y 1.8 cm de diámetro. El volumen ocupado por el sólido dentro de la columna era de 1.53 cm3. El efluente era bombeado con una bomba peristáltica marca Minipuls-3, de la casa comercial Gilson. Las fracciones del efluente se tomaron con un colector de fracciones �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 284 FC203 de la misma casa comercial. Las muestras del efluente fueron analizadas por ICP-AES, en el laboratorio de química analítica de la Universidad de Girona. Para verificar la reproducibilidad de los resultados cada ensayo se realizó por duplicado, por lo que los valores que se presentan responden sólo a uno de los ensayos realizados. En todos los casos la solución electrolítica de NO3K se hizo pasar previamente por el material durante 12 horas, con objetivo de estabilizar el agregado de las partículas en el residuo, su carga y la fuerza iónica del medio. En los ensayos que se describen a continuación (Cr, ni y Mn) se representaran también los resultados del ensayo Batch en la misma gráfica (Figura 7.27, 7.28 y 7.29), para ilustrar la diferencia ene l proceso de adsorción independientemente de que la masa de residuo utilizada en ambos casos es la misma y las condiciones de ensayos son diferentes. Además, es de señalar que la altura de la muestra en el interior de la columna se puede considerar infinitesimal en comparación con la proporción de la columna de líquido. 7.3.2. Adsorción de Cr(VI) en un ensayo de flujo y transporte a través del residuo ACL para diferentes pH Para el Cr(VI) se emplearon dos valores de pH, al considerar que al variar el pH varía la especie de cromo en la solución. Para valores de pH menores que cuatro el metal está en forma de Cr2O72-. En la Figura 7.27, se puede apreciar como la masa de soluto adsorbida disminuye en la medida que aumenta el pH. El Cr(VI) presenta una mayor movilidad a pH altos, condiciones en la que forma la especie CrO42-. Los resultados aquí obtenidos corroboran los resultados de los ensayos de Batch y flujo y transporte descrito en los apartados 7.1 y 7.2 de este capítulo. Los valores de Kf en este caso son mayores a los obtenidos en los ensayos de Batch para un pH de 6.5, esta diferencia puede estar condicionada por las propiedades de la especie de Cr(VI) en cada uno de estos pH y las condiciones en que se realiza cada ensayo. �285 Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 5000 Cr(VI)- Residuo ACL pH=2.6 pH=8.5 pH=6.5 en batch Sa (mg/kg) 4000 3000 Sa = 825,49*C w 0,2301 2 R = 0,996 2000 Sa = 387,17*C w 0,2268 2 R = 0,99 1000 Sa = 30,55*Cw0.47 2 R = 0,99 0 0 100 200 300 C w (mg/L) 400 500 600 Figura 7.27. Adsorción del Cr(VI) en el residuo ACL para diferentes pH y velocidad de flujo de 4.7 cm/h. Se representa en la figura los resultados del ensayo Batch. Si observamos la Figura 7.27, se puede apreciar que al final para una masa adsorbida del orden de 1573 mg/kg en el caso del pH=8.5 y de 3500 mg/kg en el caso del pH=2.6 se produce casi una saturación de los sitios de adsorción, pues la meseta de la curva es cada vez más plana. En este caso las isotermas de adsorción obtenidas por flujo en continuo y ajustadas a la ecuación de Freundlich, presentan un comportamiento no lineal como el observado en los ensayos Batch, para un pH de 6.5 en el residuo ACL (Figura 7.8). En la Tabla 7.31, se aprecia claramente la gran diferencia de la masa adsorbida entre el pH ácido (2.6) y el pH alcalino (8.5). En este caso donde los ensayos de flujo se han realizado a presión atmosférica y con una porosidad mayor, la masa adsorbida es mucho mayor que la adsorbida en los ensayos de flujo a presión en columnas cerradas con el uso del HPLC (Tabla 7.15) y los ensayos de Batch en un sistema cerrado. Esta diferencia puede ser debida al incremento de la concentración del soluto en la solución acuosa y una mayor porosidad del medio que condiciona una mayor superficie de contacto y el hecho de que el ensayo se realiza en condiciones de presión atmosférica. De estas tres condiciones las que a nuestro entender tienen una influencia más clara es el pH y la porosidad. El efecto del pH sobre la adsorción del Cr(VI) ha sido estudiado por diferentes investigadores para el caso de los suelos y suelos contaminados. En todos los casos �286 Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) consultados el pH juega un papel importante en la adsorción del Cr (Tabla 7.9), como sucede con el residuo ACL. 7.3.3. Adsorción de Ni(II) en el residuo ACL para diferentes pH En la Figura 7.28 se muestran los resultados de los ensayos de flujo con adsorción del Ni(II) para diferentes pH. Estos resultados muestran que el pH desempeña el papel predominante en el proceso de adsorción del Ni(II) como se había observado en los ensayos Batch y de flujo de los apartados 7.1 y 7.2. En la gráfica 7.28 se observa que la isoterma de adsorción es no lineal como la obtenida en los ensayos Batch. Los valores de Kf en este caso son inferiores a los obtenidos en los ensayos Batch para un pH de 6.5. La masa adsorbida en este caso es mayor que la masa retenida en los ensayos de flujo en columna de residuo cerradas realizados con HPLC (apartado 7.2) y algo mayor que la de los ensayos de Batch. Esta diferencia se debe probablemente a un incremento de la concentración de la solución y una mayor porosidad y al pH. 4500 Ni(II)- Residuo ACL 4000 3500 Sa = 653.27C w 0.2943 R2 = 0.998 Sa (mg/kg) 3000 2500 2000 Sa = 16.718C w 0.8667 Sa =1058.16*Cw0.15 1500 R2 = 0.9991 R2=0.99 pH=2,9 1000 pH=5.85 500 pH=6.5 en batch 0 0 100 200 300 400 500 600 C w (mg/L) Figura 7.28. Adsorción del Ni(II) en el residuo ACL para dos pH y velocidad de flujo de 4.7 cm/h y a presión atmosférica. El estudio de la adsorción del Ni(II) en función del pH ha sido tenido en cuenta por diferentes investigadores y en todos los casos se aprecia que la masa de Ni(II) adsorbida es mayor para pH entre 6-8 (Atanassova, 1999; Poulsen and Bruun, 2000). La obtención de una isoterma de adsorción no lineal para pH ácido es coherente con los resultados de �287 Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) Smith et al., (1998), en estudios de adsorción en óxidos e hidróxidos donde para pH menores que 4 la isoterma de adsorción del Ni(II) es siempre no lineal. 7.3.4. Adsorción de Mn(II) en ensayos de flujo y transporte en el residuo ACL para diferentes pH El manganeso constituye el elemento menos tóxico de los 3 metales que estamos estudiando. Es un metal cuya movilidad en el medio está altamente controlada por el pH. Su solubilidad en el medio acuoso es muy baja y se ha comprobado que generalmente es adsorbido con facilidad por los óxidos e hidróxidos de hierro (McKenzie, 1980, Selim and Amacher, 1997). En la Figura 7.29, se aprecia claramente que a pH ácido 2.7 la movilidad del Mn(II) es mucho mayor y la capacidad del residuo para adsorberlo disminuye considerablemente. En este caso se puede apreciar que al parecer casi se produce la saturación de los sitios de adsorción en los dos ensayos, como lo demuestra la disminución de la pendiente de la isoterma de adsorción en la medida que aumenta la masa adsorbida. El pH determina la capacidad de adsorción del residuo ACL, pues los ensayos se han realizado a una misma concentración de metal en la solución de entrada y a una misma velocidad de flujo. La masa adsorbida en el caso del Mn(II) es también mayor que la adsorbida en los ensayos de flujo y transporte con HPLC y Batch. En este caso consideramos que influyen las mismas condiciones que en el Ni(II) y Cr(VI) 5000 Mn- Residuo ACL 4000 Sa = 988.47*C w 0.23 2 Sa (mg/kg) R = 0.98 3000 Sa = 818.04*C w 0.23 2 R = 1.00 2000 Sa =1054.45*C w 1000 pH =4.5 pH=2.5 pH=6.5 en batch 0.14 2 R =1 0 0 100 200 300 Cw (mg/L) 400 500 600 Figura 7.29. Adsorción del Mn(II) en el residuo ACL para dos pH y velocidad de flujo de 4.7 cm/h. �288 Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) En la Tabla 7.19, se pueden apreciar los valores de la masa adsorbida en cada uno de los casos analizados para los tres metales. En el caso de la masa de soluto adsorbida en estos ensayos es mayor que la que se obtuvo de los ensayos de flujo con HPLC y los ensayos Batch, aspecto este que parece estar favorecido por la existencia de una mayor porosidad del material, además el ensayo se realizó en condiciones atmosféricas sin que existiese una presión de confinamiento como es el caso de los ensayos en las columnas con el equipo HPLC (Tablas 7.13, 7.14 y 7.15). Tabla 7.19. Principales resultados de los ensayos de flujo y transporte en columnas con diferentes pH y presión atmosférica. Metal Cr(VI) Ni(II) Mn(II) Velocidad Porosidad (cm/h) (%) 4.73 67 4.73 67 67 4.73 67 4.73 67 4.39 67 4.39 Cw mg/L 500 500 500 500 500 500 pH 8.50 2.60 5.85 2.50 4.50 2.70 Kf 387.17 825.49 653.27 7.39 988.47 818.04 n Sa (mg/kg) 0.22 0.23 0.29 1.00 0.23 0.23 1573 3500 4075 3582 4274 3361 Sa: masa adsorbida, sin realizar desorción. Los valores de la masa expresados en la Tabla 7.19 corresponden al máximo valor de la isoterma de adsorción en cada uno de los casos analizados. Se observa que el pH condiciona el comportamiento del residuo y determina de manera significativa la capacidad de éste para adsorber los diferentes metales analizados. 7.4. Influencia de la concentración de soluto en la solución acuosa (Co) sobre el proceso de adsorción en el residuo ACL De manera general la adsorción se incrementa con el incremento de la concentración de soluto en la solución cuando la isoterma de adsorción no es lineal (Condesso, 1996; Álvarez et at., 1995; Selim and Amacher, 1997). En este caso se ha realizado un ensayo de flujo y transporte con proceso de adsorción (con el dispositivo de la Figura 7.26) con Cr(VI) y otro con Mn(II) para dos concentraciones diferentes y un mismo pH, 8.5 y 4.5 respectivamente. La elección de este pH se debe a que estas especies presentan una gran movilidad en esas condiciones (Tabla 7.20). �289 Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 2500 Adsorción de Cr(VI) en el residuo ACL A Sa (mg/kg) 2000 0,257 Sa = 349,95*C w 1500 R2 = 0,9882 0,2268 Sa = 387,17*C w 1000 R2 = 0,9974 Co=1000 mg/L; pH=8,5 500 Co=500 mg/L; pH=8.5 0 0 200 400 600 C w (mg/L) 800 1000 6000 B Adsorción de Mn(II) en el residuo ACL 5000 Sa (mg/kg) 1200 Sa = 1117,93*C w 0,24 R2 = 0,98 4000 3000 Sa = 818,04*C w 0,23 R2 = 1,00 2000 Co=1000 mg/L ; pH =4.5 1000 Co=500 mg/L; pH=4,5 0 0 200 400 600 C w (mg/L) 800 1000 1200 Figura 7.30. Influencia de la concentración inicial Co del soluto, sobre el proceso de adsorción del Cr(VI) y Mn(II) a un pH=8.5 y 4.5 respectivamente. Co es la concentración inicial en la solución de entrada. Cw es la concentración en la solución acuosa del efluente. Sa es la masa adsorbida. En los dos casos se puede apreciar que a mayor concentración, mayor es la adsorción aunque el pH de la solución se mantenga constante. Estos resultados de los ensayos en continuo confirman los resultados de los ensayos Batch obtenidas en el apartado 7.1. Tabla 7.20. Principales resultados de los ensayos de flujo en columnas con proceso de adsorción de metal a diferentes concentraciones iniciales en la solución (Co) y pH constante. Metal Cr(VI) Mn(II) Velocidad Porosidad Co (cm/h) (%) mg/L 4.73 67 500 4.73 67 1000 4.39 67 500 4.39 67 1000 pH Kf 8.50 387.95 8.50 349.95 4.50 818.04 4.50 1117.93 n 0.22 0.25 0.23 0.24 Sa (mg/kg) 1573 2542 4274 5838 �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 290 La masa adsorbida por el residuo ACL es mucho mayor para el Mn(II) que para el Cr(VI) como se había observado en los ensayos Batch y de flujo en columnas con HPLC. Estos resultados muestran la mayor afinidad del residuo ACL por el Mn(II) que por el Cr(VI). Esta diferencia en la masa adsorbida puede ser debida a que en los ensayos de flujo y transporte con el HPLC la porosidad es menor que la que tiene el residuo en este ensayo, pues a mayor porosidad mayor superficie de contacto y mayor masa adsorbida. 7.5. Comparación de la capacidad de adsorción del residuo con una zeolita (clinoptilolita) Se ha elegido este material ya que su uso como intercambiador iónico es una práctica habitual en el estudio de procesos de descontaminación de efluentes industriales y aguas. En Cuba, como planteamos en el Capítulo 2, se ha empleado para tratar los efluentes ácidos de los procesos metalúrgicos por lo que consideramos conveniente compararla con el residuo ACL, que al parecer es el que tiene mejores propiedades adsorbentes y de neutralización de la acidez. Considerando la capacidad de adsorción del residuo ACL se ha pensado en la posible utilización que puede tener este material o alguno similar en un futuro en el tratamiento de aguas residuales contaminadas con estos metales. Los ensayos de flujo para los procesos de adsorción de los tres metales (Cr(VI), Ni(II) y Mn(II)) usando como absorbente la zeolita, clinoptilolita y el residuo ACL se efectuaron con el dispositivo que se muestra en la Figura 7.26 usado en los otros ensayos. Las características de la columna empleada son las que se muestran en la Tabla 7.18. La solución incluye como solutos a los tres metales (Cr(VI), Ni(II) y Mn(II)) en concentraciones (mg/L) muy similares (Tabla 7.20) y con pH constante (pH=2.5), estabilizado con HNO3. En este caso se usa la misma masa de residuo que en todos los ensayos anteriores e igual masa de zeolita. La granulometría de la zeolita es inferior a los 0.03 mm. Las características del ensayo experimental en columna son las mismas que las usadas para cada metal independientemente (Tabla 7.20). �291 Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 800 A Residuo ACL Sa (mg/Kg) 600 400 200 Cr(VI) Mn(II) Mn(II) 0,28 Sa = 168,34*C w Cr(VI) 0,29 R2 = 0,98 0,29 Sa = 222,14*C w R2 = 0,99 Sa = 146,97*C w Ni(II) Ni(II) R2 = 0,99 0 0 10 20 30 40 C w (mg/L) 50 60 350 B Ensayo de flujo en zeolitas 300 70 Sa (mg/Kg) 250 200 150 100 50 Cr(VI) Mn(II) Ni(II) 0 0 10 20 Mn(II) Sa = 90,502*C w 0,3233 R2 = 0,9981 Cr(VI) Sa = 77,071*C w 0,3259 R2 = 0,9986 Ni(II) Sa = 71,396*C w 0,3698 R2 = 0,9982 30 40 C w (mg/L) 50 60 70 Figura 7.31. Representación de la curva de adsorción de los tres metales a pH=2.5. A) Residuo ACL, B) Zeolita. Tanto en la zeolita como en el residuo se observó que el Cr es el primer elemento detectado en el efluente. Este resultado es coherente con los resultados obtenidos en el ensayo de flujo y transporte con los tres metales realizado con el HPLC sobre nuestras del residuo ACL (apartado 7.2). Como aspecto más significativo se puede observar que la isoterma de adsorción en los tres casos es no lineal en los dos materiales siendo el pH de la solución acuosa de 2.5 (Figura 7.31). Los valores del coeficiente de reparto (Kf) de acuerdo con el modelo de Freundlich en el residuo ACL son prácticamente el doble de los de la zeolita. El residuo adsorbe prácticamente el doble de la masa en cada uno de los metales en comparación con la zeolita ( Figura 7.31 y Tabla 7.20). �292 Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 600 A Sa (mg/Kg) 500 400 Sa = 146,97*C w 0,29 R2 = 0,98 300 200 Sa = 77,071*C w 0,3259 R2 = 0,9986 Cr(VI) Residuo ACL Cr(VI) Zeolita 100 0 0 10 20 30 40 C w (mg/L) 50 60 70 600 B Sa (mg/Kg) 500 Sa = 168,34*C w 0,28 400 R2 = 0,99 300 Sa = 90,502*C w 0,3233 R2 = 0,9981 200 Mn(II) Residuo ACL Mn(II) Zeolita 100 0 0 10 20 30 40 C w (mg/L) 50 60 800 C 700 600 Sa (mg/Kg) 70 Sa = 222,14*C w 0,29 500 R2 = 0,99 400 300 200 Sa = 71,396*C w 0,3698 Ni(II) Residuo ACL Ni(II) Zeolita 100 0 0 10 20 30 C w (mg/L) 40 50 R2 = 0,9982 60 Figura 7.32. Comparación de la isoterma de adsorción de los metales en el residuo ACL y la zeolita a pH=2.5. Aunque no se pueden comparar los resultados de dos ensayos de flujo y transporte de NI para dos concentraciones diferentes (dispositivo de la Figura 7.26) se ha de señalar que la isoterma de adsorción del Ni no difiere de los resultados obtenidos para un ensayo de flujo y transporte con el Ni solo en el residuo ACL para un pH ácido. La �293 Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) isoterma de adsorción es no lineal (ver Figura 7.28 en este apartado), aunque el pH es ligeramente diferente (Figura 7.33). Tabla 7.20. Principales resultados de los ensayos de flujo en columnas con los tres metales a una misma velocidad de flujo, pH de la solución y concentración (Cw). Metal Material Velocidad Porosidad Cw pH Kf n Sa (cm/h) (%) (mg/L) (mg/kg) 4.73 67 62 2.5 146 0.29 611 4.73 67 62 2.5 77 0.32 296 Cr(VI) Residuo ACL Zeolita Clinoptilolita Ni(II) Residuo ACL Zeolita Clinoptilolita Mn(II) Residuo ACL Zeolita Clinoptilolita 4.73 4.73 67 67 67 67 2.5 222 0.29 2.5 71 0.36 732 352 4.39 4.39 67 67 62 62 2.5 168 0.28 2.5 90 0.32 513 488 Sa: es la masa adsorbida. 4000 A Residuo ACL Sa (mg/Kg) 3000 2000 pH=2,9 1000 pH=2.5 0 0 100 200 300 C w (mg/L) 400 500 600 Figura 7.33. Comparación de los resultados de dos ensayos de flujo y transporte de Ni en el residuo ACL para dos pH ácidos. 7.6. Conclusiones Durante el desarrollo de este capítulo hemos descrito tres ensayos de laboratorio con diferentes condiciones de contorno: I) Ensayos Batch (procesos de adsorción y desorción). II) Ensayos de flujo con HPLC a presión en condiciones confinadas con procesos de adsorción-desorción. III) Ensayos de flujo y transporte a presión y temperatura atmosféricas con proceso �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 294 de adsorción. Considerando los resultados obtenidos, las conclusiones de este capítulo pueden resumirse en los siguiente puntos. Ensayos Batch - Los procesos de adsorción de los diferentes metales ocurren rápidamente, el 60% de la masa total adsorbida por los residuos se produce en los primeros 5 minutos. - Los resultados de los ensayos Batch permiten concluir que la preferencia de adsorción de acuerdo a la masa retenida en el residuo ACL es Ni(II)>Mn(II)>Cr(VI), mientras que en el residuo SAL es Cr(VI)>Mn(II)>Ni(II). - Considerando la velocidad a que ocurre el proceso de adsorción en los diferentes ensayos Batch, al parecer las fuerzas de atracción electrostáticas de las partículas son las que desempeñan el papel principal en el proceso de adsorción de los diferentes metales, siendo los procesos de quimisorción muy pequeños. - Con la excepción del Ni(II) en el residuo SAL que presenta una isoterma de adsorción lineal, el resto de los metales presentan una isoterma de adsorción no lineal. En el caso del Mn(II) y el Ni(II) en el residuo ACL la isoterma es fuertemente no lineal, clasificándose como una isoterma de tipo h. - El hecho de que la isoterma de adsorción obtenida por ensayos Batch de estos metales en los dos residuos se ajusten al modelo de la ecuación de Freundlich es indicativo de que no todos los sitios de adsorción son cubiertos para las concentraciones en que se ha realizado el ensayo. - El pH del medio (residuo SAL= 4.1 y del residuo ACL= 6.1) es la propiedad que más afecta o influye sobre los valores de Kf y n. En menor medida se encuentra la concentración del soluto en la solución acuosa. �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 295 - El tiempo de equilibrio en el proceso de adsorción en el caso de los tres metales en los ensayos Batch es inferior a 8 horas. El equilibrio en la desorción es mucho más rápido para las concentraciones analizadas. -La adsorción en los ensayos Batch se incrementa con la concentración del soluto en la solución, mientras que la desorción depende del punto de partida de la isoterma de adsorción utilizado para realizar el ensayo de desorción y de la cantidad de lavados a que se someta la muestra. En algunos casos (Figura 7.6) tras la desorción, la relación entre la concentración en la solución acuosa final y la masa retenida es unívoca y lineal, en otros casos no, y esta relación depende del punto de partida de la isoterma de adsorción (Figura 7.3). - Los procesos de adsorción-desorción de los metales se caracterizan por presentar una gran histéresis. - El Ni(II) y Mn(II) presentan características de retención muy similares en el residuo ACL, por lo que puede considerarse que su comportamiento geoquímico es similar como lo denotan la forma de sus isotermas y el valor de Kf y n (Figura 7.2 y 7.5). Ensayos de flujo en columna con HPLC - En los ensayos con HPLC de flujo y transporte de los tres metales (Cr, Ni y Mn) se ha comprobado que el proceso de adsorción ocurre rápidamente, mientras que la desorción ocurre más lentamente. - La velocidad de flujo afecta los procesos de adsorción de los diferentes metales en el medio poroso. A menor velocidad las curvas de llegada de los solutos presentan una mayor cola y mayor asimetría, debido a la difusión, indicativo de un flujo y transporte de solutos en condiciones no ideales. - La realización de ensayos de adsorción-desorción con el uso de las técnicas Batch y de flujo en columnas, conduce a resultados que son congruentes. Los ensayos de flujo han permitido comprobar las resultados de los ensayos Batch donde queda demostrada la �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 296 capacidad de estos residuos para retener los metales. Esta capacidad de adsorción es fuertemente dependiente del pH de la solución electrolítica empleada. - Que el residuo ACL presente una mayor capacidad de retención de Ni(II) y Mn(II) que el residuo de tipo SAL, tanto en los ensayos Batch como en los de flujo y transporte está condicionado por su pH que es el que determina la carga de las partículas sólidas (potencial zeta) que son las que desempeñan el papel principal en el proceso de adsorción y en menor medida puede que le favorezca una ligera superioridad en su CIC y la existencia de una mayor proporción de metales amorfos. - El hecho de que los dos residuos presenten la capacidad de adsorber elementos en solución con carga negativa (CrO4=) y positiva (Ni2+ y Mn2+) está determinado por la composición mineralógica de los residuos y el punto de cero carga o potencial zeta (ZP) de sus partículas sólidas. El Fe y Al amorfos, la ferryhidrita y maghemita presentan un ZP muy alto (ZP=0 para un pH≥6.7), lo que facilita la adsorción de los iones con carga positiva (Ni2+) y Mn2+)), mientras que los minerales mayoritarios (en función del peso), hematita, goethita y gibbsita presentan un ZP más bajo (ZP=0 para pH≤4.8), lo que favorece la adsorción de los iones con cargas negativas (CrO4=). - La realización de los ensayos de flujo con varios solutos en la solución acuosa afecta a los procesos de adsorción de los diferentes metales en la solución. En el caso del Ni(II) y el Mn(II) en el residuo ACL se ha podido comprobar que se produce una disminución de la masa adsorbida al realizar un ensayo de flujo en columna con una solución con estos dos solutos. Cuando se realiza un ensayo con los tres metales, la masa de soluto retenida en el proceso de adsorción disminuye en cada uno de los solutos, además la saturación de los sitios de adsorción resulta bastante difícil debido a la competencia entre los solutos por los sitios de adsorción, al menos para las concentraciones y condiciones de flujo analizadas en este estudio. Ensayos de flujo y transporte a presión y temperatura atmosféricas con proceso de adsorción - En los ensayos de flujo que se han realizado a presión atmosférica y con una porosidad mayor, la masa adsorbida es mucho mayor que la adsorbida en los ensayos de flujo y �Capítulo 7. Movilidad de los metales Cr(VI), Ni(II) Y Mn(II) 297 transporte a presión en columnas cerradas con el uso del HPLC (Tabal 7.15) y los ensayos de Batch en un sistema cerrado. Esta diferencia puede ser debida al incremento de la concentración del soluto en la solución acuosa, una mayor porosidad del medio que condiciona una mayor superficie de contacto y el hecho de que el ensayo se realiza en condiciones de presión atmosférica. También puede influir la relación líquido/sólido/masa de soluto que en los ensayos de Batch es constante, mientras que en el ensayo de flujo y transporte el sólido que forma la matriz del medio poroso es constante, pero el líquido se renueva constantemente y la masa de soluto aumenta. - El pH constituye la propiedad de los residuos que afecta en mayor medida la masa retenida por la matriz sólida en el medio poroso. La influencia del pH sobre los procesos de adsorción ha sido comprobada tanto en los ensayos Batch, en los ensayos de flujo y transporte con el HPLC y como en los ensayos de flujo y transporte en condiciones de presión atmosférica y temperatura de laboratorio. - La adsorción del Cr(VI) y Mn(II) está condicionada por la concentración del soluto en la solución y el pH, el cual determina la movilidad de estos metales. Además el pH en el caso del Cr(VI) determina la especie iónica del medio acuoso. - La masa de metal adsorbida por el residuo ACL empleado en este estudio en los tres tipos de ensayo y bajo diferentes condiciones de contorno, es en muchos casos superior a la capacidad de retención de muchos suelos naturales y otros materiales consultados en la literatura (Tabla 7.8, 7.9, 7.10), así como la zeolita que constituye el intercambiador más usado en la descontaminación de aguas residuales ricas en metal. �Capítulo 8. Modelación del proceso de sorción en los ensayos de flujo y transporte 299 Capítulo 8. MODELACIÓN DEL PROCESO DE SORCIÓN EN LOS ENSAYOS DE FLUJO Y TRANSPORTE DE SOLUTOS EN COLUMNAS 8.1. Introducción Los procesos de sorción de los diferentes solutos (orgánicos e inorgánicos) en su movimiento por el medio poroso están afectados por una gran variedad de factores físicos, químicos y biológicos. En algunos casos estos procesos pueden verse afectados por las actividades antrópicas como son la agricultura, la minería y la metalurgia. La modelación numérica de estos procesos que afectan el movimiento de los solutos por el medio poroso requiere del conocimiento e identificación de esos factores y la magnitud en que afectan a cada soluto y de los diferentes tipos de mecanismos de interacción entre ellos. El estudio de flujo y transporte de diferentes solutos orgánicos e inorgánicos (contaminantes o no) con presencia de procesos de adsorción–desorción, degradación, precipitación y su correspondiente modelo matemático han sido ampliamente desarrollados por numerosos autores (Samper, 1993; Carrera y Galarza, 1993; Van Genuchten and Weringan 1977; Van Genuchten and Wagenet, 1989; Appelo and Postma, 1993; Álvarez et al., 1995; Selim y Amacher, 1997; Wang et al., 1998; Álvarez et al., 2001, Guimaraes, 2002). El uso de modelos matemáticos para ajustar los resultados experimentales de los ensayos de flujo y transporte de solutos en condiciones de laboratorio y de campo constituye una importante herramienta en la comprensión de la movilidad de los solutos en el medio poroso (Appelo and Postma, 1993; Álvarez et al., 1995; Selim and Amacher, 1997). El empleo adecuado de estos resultados constituye una información muy valiosa en los estudios de contaminación de acuíferos y puede contribuir a anticiparse a los posibles problemas de contaminación y atenuar o minimizar dentro de lo posible su impacto ambiental. Además, son herramientas para evaluar el efecto de posibles acciones antrópicas sobre el medio natural que puedan afectar las masas de aguas continentales. Existen diferentes modelos para describir el comportamiento de los diferentes solutos durante su movimiento por el medio poroso. Un resumen importante de estos modelos puede consultarse en Samper (1991), Selim and Amacher, (1997) y Tindall et al., (1999). El auge y desarrollo de los modelos matemáticos en el estudio del flujo y transporte de soluto está condicionado por la dificultad y el costo de los trabajos de campo, así como por el �Capítulo 8. Modelación del proceso de sorción en los ensayos de flujo y transporte 300 hecho de que normalmente se dispone de medidas puntuales de un área determinada (acuífero, balsa de residuos, área agrícola, etc.) las cuales hay que interrelacionar. Uno de los principales problemas de los modelos matemáticos de flujo y transporte de soluto por el medio poroso es identificar la función o funciones matemáticas que permitan caracterizar adecuadamente los procesos de transferencia entre el soluto del medio acuoso y la matriz sólida del medio poroso. El desconocimiento de estos procesos es lo que hace en muchos casos difícil el poder desarrollar o escoger el modelo adecuado para el caso en concreto que se está evaluando. La descripción del proceso de flujo y transporte de solutos reactivos en el medio poroso se basa en la clásica ecuación de flujo que contempla los fenómenos de advección – dispersión, con las hipótesis de asumir equilibrio local, medio homogéneo y flujo estacionario (Appelo and Postma, 1993; Álvarez et al., 1995; Selim and Amacher, 1997). Para estas condiciones la ecuación de flujo se formula de la siguiente manera, ∂ 2Cw ∂C ∂C w =D −v w R 2 ∂x ∂t ∂x (8.1) donde R es el factor de retardo, Cw es la concentración en la solución (ML-3), D es el coeficiente de dispersión (L2T-1), v es la velocidad de flujo (LT-1), t es el tiempo (T-1) y x el espacio (L). La solución de la ecuación 8.1 considerando coeficientes constantes, reproduce muy bien los ensayos de flujo y transporte de solutos reactivos en condiciones de equilibrio (adsorción instantánea e isoterma de adsorción lineal), y no reactivos “ideales”, solutos que no son adsorbidos ni reaccionan con la matriz del medio poroso. Esta misma formulación es incapaz de reproducir los procesos de flujo y transporte de solutos que reaccionan y son adsorbidos por la matriz de los medios porosos con diferente intensidad (Wang et al., 1998). Tampoco reproduce los procesos en régimen transitorio como el que se desarrolla en la zona no saturada (ZNS). Estos casos son los más frecuente y el más observado en ensayos de campo y de laboratorio (Van Genuchten and Weringan 1977; Van Genuchten and Wagenet, 1989; Appelo and Postma, 1993; Wang et al., 1998; Álvarez et al., 2001). �Capítulo 8. Modelación del proceso de sorción en los ensayos de flujo y transporte 301 Los trabajos e investigaciones de laboratorio sobre el flujo y transporte de contaminantes orgánicos e inorgánicos en medios porosos naturales (fundamentalmente suelo) son numerosos (Van Genuchten and Weringan 1977; Brusseau et al., 1992; Van Genuchten and Wagenet, 1989; Álvarez et al., 1995; Selim and Amacher, 1997; Want et al., 1998; Álvarez et al., 2001). En casi todos los casos se realiza su posterior ajuste a modelos matemáticos que incluyen la cinética de los procesos de adsorción-desorción y degradación de los solutos en el medio poroso saturado y no saturado. Entre los modelos más aplicados a los ensayos de flujo y transporte de contaminantes en columnas de suelo se encuentran los de dos sitios y dos regiones descritos en el Capítulo 4. 8.2. Selección de los modelos Los modelos seleccionados para describir los ensayos de flujo y transporte de solutos realizados en el laboratorio dependen de los solutos que se consideren. Para el caso del trazador (Pentaflurobenzoato), dado que es un soluto conservativo (Kd=0), su transporte no está afectado por ningún tipo de proceso físico – químico, ni biológicos y su flujo está controlado por los procesos de advección–dispersión, se utilizarán los modelos en condiciones de equilibrio. En los metales pesados que presentan la propiedad de reaccionar con el medio poroso, utilizaremos los modelos de dos sitios o dos regiones descritos en el Capítulo 4. La selección de estos modelos se basa en las evidencias de los ensayos de Batch y flujo donde se observa con claridad la existencia de condiciones de no equilibrio y flujo no ideal en los ensayos de adsorción y desorción realizados con estos métodos (Capítulo 7). En estos ensayos se ha podido comprobar la irreversibilidad del proceso de adsorción (histéresis) y la asimetría de las curvas de llegada de los solutos caracterizadas por una larga cola en todos los casos. La formulación de los modelos de dos sitios considera que la adsorción y desorción está controlada por procesos físicos, químicos y biológicos (en el caso de los que pueden ser biodegradados) (Van Genuchten and Wierenga, 1977; Gamerdinguer et al., 1990; Brusseau et al., 1992, Selim and Amacher, 1997; Wang et al., 1998). �Capítulo 8. Modelación del proceso de sorción en los ensayos de flujo y transporte 302 La modelación se ha realizado con el modelo unidimensional UFBTC (University of Florida Break Through Curves Brusseau et al., 1992) está programado en diferencias finitas. Este modelo integra los aspectos de los modelos de dos sitios y dos regiones descritos en el Capítulo 4. Las hipótesis básicas de este modelo son: I) el medio poroso es heterogéneo y su matriz la integran diferentes componentes (minerales, materia orgánica, minerales amorfos, coloides, etc.) y II) los procesos de interacción entre el medio poroso y el soluto en el medio se producen en distinta proporción e intensidad debido a la existencia de diferentes procesos fisicoquímicos y biológicos y estos procesos se caracterizan por la existencia de histéresis de los procesos de adsorción, así como la presencia de disolución, precipitación, degradación, etc. El código UFBTC, consta de tres partes y cada parte incluye diferentes posibilidades: - El UFBTC-1 (Brusseau et al., 1989) permite modelar las curvas de paso de solutos conservativos (trazadores) y no conservativos (reactivos, biodegradables o no). Entre las tres posibilidades que contempla el código se encuentran: I- Permite modelar las curvas de paso de solutos conservativos en condiciones de equilibrio y la solución analítica que incluye es la de Brener, (1962). II- Permite modelar las curvas de paso de los solutos reactivos en condiciones de no equilibrio con proceso de adsorción en dos sitios. III- En este caso, incluye la posibilidad de usar una isoterma de adsorción no lineal descrita por el modelo de Freundlich con histéresis en el proceso de sorción y degradación de primer orden. La solución o modelo matemático que incluye es el de Van Guenuchten and Wierenga, (1977). - El UFBTC-2 (1989a), las posibilidades de esta versión son: I- En este caso permite simular las curvas de paso de los solutos para condiciones de no equilibrio con isoterma de adsorción no lineal basado en el proceso de adsorción en dos sitios y con tres fases de degradación. II- Permite modelar las curvas de paso de los solutos reactivos en condiciones de no equilibrio e isoterma de adsorción lineal con degradación del soluto. Permite considerar el modelo de dos sitios y de dos regiones para estimar los diferentes parámetros. �Capítulo 8. Modelación del proceso de sorción en los ensayos de flujo y transporte III- 303 Incluye isoterma de adsorción no lineal descrita por el modelo de Freundlich con degradación del soluto e histéresis de los procesos de adsorción. La solución o modelo matemático que incluye es el la de Van Guenuchten and Wagenet (1989). -El UFBTC-3 (Wang et al., 1998), sus posibilidades son: I- Considera condiciones de no equilibrio con proceso de adsorción en dos sitios: adsorción instantánea y adsorción debido a procesos cinéticos (histéresis de los procesos de adsorción). La solución matemática que incluye es la de Brusseau et al., (1989). 8.3. Modelos matemáticos 8.3.1 Modelo en condiciones de equilibrio La hipótesis en que se basan estos modelos es la de considerar el medio poroso homogéneo, flujo estacionario y equilibrio local (Freeze and Cherry, 1979; Qinhong and Brusseau, 1994; Wang et al., 1998). La ecuación de transporte por advección - dispersión para el transporte de soluto reactivo o conservativo en condiciones de equilibrio se define como, ∂ 2 Cw ∂C ∂C R =D −v w 2 ∂t ∂x ∂x (8.2) donde Cw es la concentración en el líquido (ML3), v es la velocidad de flujo (LT-1), t es el tiempo (T), D es la dispersión (L2 T-1), x es la distancia a punto de inyección, R es el retardo. Para solutos con isoterma de adsorción lineal R se define según la siguiente ecuación (Wang et al., 1998), R = 1 + Kd ρ θ (8.3) Kd es el coeficiente de reparto o distribución, θ es el contenido volumétrico de agua (L3L-3) y ρ es la densidad seca del suelo o material empleado (ML3). �Capítulo 8. Modelación del proceso de sorción en los ensayos de flujo y transporte 304 8.3.2. Modelos en condiciones de no equilibrio (modelo de dos sitios) Estos modelos presentan como hipótesis fundamental que los procesos de adsorción tienen lugar en dos sitios o regiones. La adsorción ocurre instantáneamente para una parte del soluto y para el resto se produce más lentamente, controlada por los procesos físico químicos del medio (Van Genuthen and Wierenga, 1977; Van Genuthen and Wagenet, 1989; Brusseau, 1994; Selim and Amacher, 1997; Wang et al., 1998; Álvarez et al., 2001), lo que conceptualmente se puede definir como que la concentración del soluto (Cw) en la solución acuosa está dividida en dos fracciones o sitios: Cw ⇔ S1 ⇔ S2 (8.4) S1 = Fs1 + K f Cwn (8.5) dS 2 = K 1 S1 − K 2 S 2 dt (8.6) S1 es la masa adsorbida instantáneamente de la concentración existente en la solución (sitio 1) y S2 es la masa adsorbida más lentamente debido a los procesos de quimisorción (intercambio iónico u otros procesos) (sitio dos), Fs1 es la fracción de soluto para la cual la adsorción ocurre instantáneamente (sitio uno), mientras que K1 y K2 son coeficientes de reparto de ambas fracciones y Kf y n son parámetros del modelo de Freundlich. Es de señalar que la formulación de estos dos últimos parámetros puede variar en función del tipo de isoterma que presente el soluto que se esté analizando. La ecuación de transporte de solutos reactivos en condiciones de no equilibrio puede escribirse de acuerdo a la siguiente expresión (Brusseau et al., 1989), βR ∂Cw1 1 ∂ 2Cw1 ∂Cw1 = − − w(Cw1 − Cw 2 ) − ξ Cw1 P ∂X 2 ∂T ∂X (1 − β ) R ∂C w 2 = w(C w1 − C w 2 ) − ηC w 2 ∂T (8.7) (8.8) donde T es el tiempo de residencia (L/v), X es la distancia adimensional, C1 y C2 son las �Capítulo 8. Modelación del proceso de sorción en los ensayos de flujo y transporte 305 concentraciones del soluto en los sitios uno y dos respecto a la concentración Co, que es la concentración inicial de la solución que se inyecta durante el ensayo de transporte, P es el número de Peclet, β es la fracción de adsorción instantánea y w es el número de Damkholer que expresa la relación entre el tiempo de tránsito de un soluto y el tiempo necesario para que ocurra la adsorción de este. Los términos ξ y η representan los términos fuente o sumidero de pérdida o degradación de la masa de soluto en las regiones de equilibrio (S1) y no equilibrio (S2) respectivamente. Las diferentes variables o parámetros de las ecuaciones anteriores se pueden obtener de acuerdo a las siguientes formulaciones (Van Genucthen and Wierenga, 1977; Van Genucthen y Wagenet, 1989; Brusseau, 1994; Álvarez et al., 1995; Condesso, 1996; Selim and Amacher, 1997, Wang et al., 1998) son los siguientes: w = ( K 2 (1 − β ) RL) / v (8.9) T= vt L (8.10) X= x L (8.11) P= vL D (8.12) Cw1 = Cw Co (8.13) Cw 2 = S2 /(1 − F ) K LCo ) (8.14) β = Rm / R (8.15) R m = 1 + ( FρK L ) / θ (8.16) R = 1 + ( ρK L ) / θ (8.17) η = ((1 − F ) ρK L µ S L) / q (8.18) ξ = (θµ c + F ρ K L µ S ) L / q (8.19) 2 1 donde los términos S1 representan los sitios de adsorción instantánea en estado de equilibrio y S2 los sitios de no equilibrio donde la adsorción es controlada por los procesos cinéticos. R es el factor de retardo y Rm es el factor de retardo instantáneo correspondiente a la región en equilibrio. KL es el coeficiente de la isoterma de adsorción linealizada (apartado 8.3). F �Capítulo 8. Modelación del proceso de sorción en los ensayos de flujo y transporte 306 es la fracción de soluto para la que ocurre la adsorción instantánea. K2 es la velocidad (ratio) de adsorción en el sitio dos. El término µ es la velocidad de degradación o pérdida constante de soluto respecto a la concentración inicial en la solución y los subíndices c, s1 y s2 representan a que fracción corresponde el factor de degradación del soluto, en la solución acuosa, en el sitio de tipo uno (1) y de tipo dos (2) respectivamente. La solución para las ecuaciones 8.7 y 8.8, se obtiene de acuerdo con las condiciones iniciales y de contorno definidas en Van Genuchten and Waguenet, (1989): si se considera un medio semi-infinito y condiciones de flujo estacionario, mientras que la masa de soluto se introduce como un flujo (Q) de manera continua o por pulso de duración to. - Condiciones iniciales: Cw(x,t)=S1(x,t)=S2(x,t)=0 0≤x<∞, t=0 (8.20) - Condiciones de contorno: ∂C w ( x, t ) = 0; x→∞; t>0 ∂x (− D ∂C w vC + vC w ) x = 0 =  o ∂x 0 (8.21) 0〈t ≤ t o t ≥ to (8.23) 8.4. Estimación o determinación de los parámetros del modelo El uso de cualquier modelo numérico para simular un experimento a nivel de campo o laboratorio requiere de la estimación de los parámetros que describen la formulación matemática del modelo. En el caso de los modelos en condiciones de equilibrio solamente es necesario definir inicialmente un valor estimado de tres parámetros: I) número de Peclet (P), factor de retardo (R) que en estos casos es igual a la unidad pues se trata de un trazador ideal, y ancho del pulso (Ap). Los modelos de dos sitios que usaremos para simular las curvas de llegada de los metales (Cr(VI), Ni(II), Mn(II)) que hemos estudiado en los ensayos de flujo y transporte en este trabajo requieren de la estimación inicial de un valor para 7 parámetros: �Capítulo 8. Modelación del proceso de sorción en los ensayos de flujo y transporte 307 - El número de Peclet (P): representa la relación entre el movimiento advectivo y el dispersivo (ecuación 8.12). Su valor depende de las condiciones del medio poroso y de la velocidad de movimiento de la solución y puede variar entre cero e infinito (0≤P≥∞). Normalmente, en los ensayos en columnas en medios porosos consultados en la literatura este parámetro presenta un valor inferior a 80 (Van Genucthen and Wierenga, 1977; Van Genucthen and Wagenet, 1989; Brusseau, 1994, Selim and Amacher, 1997; Wang et al., 1998). - Factor de retardo (R): representa al proceso de adsorción en el transporte del soluto analizado (ecuación 8.17). Su valor depende generalmente de la capacidad del medio poroso para retener el soluto y en los casos de adsorción no lineal es función de su concentración, varía entre cero e infinito (0≤R≥∞). - Fracción de soluto que se adsorbe instantáneamente (β): está relacionado con la masa de soluto que se adsorbe instantáneamente. Su valor depende de las características de adsorción del soluto en el medio poroso y de los mecanismos de precipitación o degradación que puedan afectarlo y se encentra entre cero y uno (0≤β≥1). - Número de Damkholer (w): es la relación entre el tiempo de residencia y el tiempo en que ocurre la adsorción. Su valor varía entre cero e infinito (0≤ ω ≥∞). Valores muy bajos de este parámetro, especialmente inferior a uno (1), son indicativos de condiciones de no equilibrio (Brusseau and Rao, 1989). - Degradación en condiciones de equilibrio (ξ): representa la fracción de soluto que se degrada en los sitios de tipo uno (S1). - Degradación del soluto en el proceso cinético (η): indica la fracción que se degrada en las regiones de sitio dos (S2). - Tamaño del pulso o ancho del pulso (Ap): representa el intervalo de tiempo en que se ha inyectado la solución con el soluto a través del medio poroso estudiado. Su valor dependerá de las condiciones en que se hayan realizado los ensayos. En el modelo que utilizamos su valor se caracteriza en unidades de volumen de poros (Vp). �Capítulo 8. Modelación del proceso de sorción en los ensayos de flujo y transporte 308 8.4.1. Determinación de KL y R para los modelos de dos sitios En el caso de los solutos conservativos, como es el caso de los trazadores, el valor de R es la unidad porque Kd=0. Para los solutos o elementos químicos que son afectados por los procesos de sorción, es necesario conocer la isoterma de adsorción y la concentración del soluto en la solución para tener un valor estimado de R. Las isotermas de adsorción no lineal obtenidas en los ensayos de Batch se ajustaron a la ecuación del modelo de Freundlich para los tres metales en el residuo ACL y para el Cr y el Mn en el residuo SAL. Del ajuste a la ecuación de Freundlich se obtienen los valores de Kf y n necesarios para estimar el valor inicial de R que se introduce en el modelo. Los valores de Kf y n para los metales con adsorción no lineal se pueden determinar por la ecuación de Freundlich en su forma logarítmica (ecuación 8.24) o por un ajuste mediante mínimos cuadrados (Figuras 7.2, 7.5 y 7.8). La expresión de Freundlich en su forma logarítmica es: logSa = logKf + nlogCw n≠1 (8.24) Si se tiene en cuenta que la isoterma de adsorción de los tres metales [Cr(VI), Mn(II) y Ni(II)] en ACL y dos metales [Cr(VI) y Mn(II)] en SAL presentan un comportamiento no lineal, es necesario usar un método para proceder al tratamiento de la no linealidad del proceso de adsorción con el objeto de tener una estimación del valor de R. Existen diferentes métodos para proceder a tratar la no linealidad de la isoterma de adsorción que pueden consultarse en Selim and Amacher, (1997). En nuestro caso usaremos el método de la secante. Se realiza la transformación de la isoterma no lineal a una isoterma lineal (Rao, 1974), KL=KfCwn-1 (8.25) en este caso, el factor de retardo se determina de acuerdo a la siguiente expresión, RL=1+(ρKL)/θ (8.26) Los valores de Kf y n se obtienen de la Figura 8.1. Los valores de KL y RL obtenidos para los diferentes metales empleados en los ensayos de flujo y transporte de soluto se muestran en la Tabla 8.1. En el caso del Ni(II) para el residuo SAL la isoterma de adsorción es lineal por �Capítulo 8. Modelación del proceso de sorción en los ensayos de flujo y transporte 309 lo que los valores de Kf y n se obtienen directamente del ajuste de la isoterma (Figura 8.1). 600 4,0 Ni(II) - Residuo ACL log Sa Sa (mg/kg) 3,5 log(Sa) = 0.15*log(C w ) + 3.02 3,0 Ni(II)- Residuo SAL 500 R 2 = 0.99 400 Sa=0.77*C w 300 R 2 =0.99 200 100 Adsorción Adsorción 0 2,5 0 1 2 log C w 3 0 4 200 300 C w (mg/L) 400 500 4 4 Mn(II)- Residuo SAL Mn(II)- Residuo ACL 3 3 log Sa log(Sa) = 0.14*log(C w ) + 3.02 log Sa 100 R 2 = 0.99 2 2 log(Sa) = log(C w ) + 1.00 R 2 = 1.00 1 1 Adsorción Adsorción 0 0 0 1 log C w 2 0 3 1 2 3 log C w 3 5 Cr(VI)- Residuo ACL Cr(VI)- Residuo SAL 4 log Sa log Sa 2 log(Sa) = 0.48*log(C w ) + 1.47 R 2 = 0.99 1 3 log(Sa) = 0.2636*log(C w )+ 2.66 2 R 2 = 0.9988 1 Adsorción Absorción Adsorción 0 0 0 1 2 3 log C w 0 1 log C w 2 3 Figura 8.1. Representación de las isotermas de adsorción según la ecuación de Freundlich. En el caso del Ni(II) en el residuo SAL la isoterma es lineal. 8.4.2. Determinación del valor de D, P, ω y β. Los valores de P y D se han obtenido de los ensayos de flujo y transporte de solutos realizados con el trazador Pentafluorobenzoato (PFBA). Para obtener estos valores la curva de paso del trazador se ha ajustado con el modelo de equilibrio local (modelo UFBTC-1). �Capítulo 8. Modelación del proceso de sorción en los ensayos de flujo y transporte 310 Los parámetros de entrada en este modelo son el ancho del pulso (Ap), P y R. A partir del valor de P se obtiene el valor de D. El valor de R es considerado igual a uno pues el PFBA es considerado un soluto ideal (conservativo) y el ancho del pulso (Ap) es conocido de los ensayos de flujo. Tabla 8.1. Valores de Kf, n, KL y R. Para el caso del níquel la isoterma es lineal por lo que no se calcula KL. Residuo Metal L ρ KL RL θ Cw n Kf 3 3 3 (cm) (g/cm ) cm /cm (mg/L) ACL SAL Mn(II) Cr(VI) Ni(II) Mn(II) Cr(VI) Ni(II) 10 10 10 10 10 10 2.17 2.17 2.17 2.17 2.17 2.17 0.61 0.61 0.61 0.60 0.60 0.60 266.00 247.00 416.00 254.00 920.00 534.77 0.14 0.46 0.15 0.60 0.26 1.00 1054.00 30.35 1057.00 17.78 461.50 0.77 8.66 1.55 6.28 1.94 2.96 0.77 23.15 4.96 17.06 5.98 8.59 3.78 En el caso del valor de β (fracción a la que ocurre la adsorción instantánea) un valor inicial para comenzar el ajuste al modelo lo representa el valor de βR; cuando R=1, este valor se corresponde con el volumen de poros en el que aparece por primera vez el trazador, en el caso de que la dispersión hidrodinámica sea despreciable (Paker and Van Genuchten, 1984). El valor de β en nuestro caso se ha determinado aproximadamente a partir de los ensayos de Batch pues se corresponde con la fracción de la masa del soluto que alcanza el equilibrio instantáneamente. El valor de β también se puede calcular matemáticamente si se conocen las diferentes variables de la ecuación 8.15. Existen diferentes modelos para el ajuste matemático de ese parámetro (Álvarez et al., 1995; Wang et al., 1998). El valor de número de Damkohler representa la relación entre el tiempo de residencia y el tiempo en que ocurre la adsorción en el la matriz sólida del medio poroso estudiado. Si se conoce el tiempo para el que ocurre la adsorción en un determinado medio se puede calcular su valor, pues el tiempo de tránsito lo determina la velocidad a que se realice el ensayo de flujo y transporte. En nuestro caso se ha estimado un valor inicial a partir de los ensayos de adsorción en función del tiempo realizados con cada metal. También el valor de w se puede obtener por ajuste de mínimos cuadrados o con interacción con el modelo con test de prueba y error. Para la estimación de los valores β, w, η, ξ, también existen programas de ajuste por mínimos �Capítulo 8. Modelación del proceso de sorción en los ensayos de flujo y transporte 311 cuadrados como CFITM (Van Genuchten, 1981; Wang et al., 1998), que permiten obtener una estimación inicial de estos parámetros a partir de la curva de llegada del soluto. 8.5. Análisis de los resultados del ajuste de las curvas de paso del Pentafluorobenzoato (PFBA) La determinación de las características de la columna se realizó mediante los ensayos con trazador. En la Figura 8.2 se puede ver que la curva de paso del trazador presenta un solo pico y es casi simétrica y sigmoidal, lo que permite asumir que el empaquetamiento de la columna es homogéneo y el ensayo se desarrolla en condiciones de equilibrio, así la simulación numérica se puede realizar con la ecuación de flujo 8.2, para condiciones de equilibrio. El factor de retardo en estas condiciones es igual a uno y el máximo de la curva de paso se encuentra muy próximo a la unidad (Tabla 8.2). El ajuste de P se ha realizado con la solución analítica de Brenner, (1962), mediante el uso del modelo UFBTC-1, en una dimensión. En todos los casos se aprecia un buen ajuste del modelo a los resultados experimentales. Estos resultados son indicativos de que el flujo y transporte del PFBA por la matriz de los residuos no están afectados al parecer por ningún tipo de proceso físico – químico. Tabla 8.2 Características de las columnas usadas en los ensayos de flujo con el PFBA (condición de flujo estacionario, medio isótropo y en condiciones de equilibrio) y parámetros del modelo de equilibrio local. θ v D P Residuo Φ L ρ R (cm3/ cm3) (cm/h) (cm2/min) (cm) (cm) (g/cm3) 1 8 0.012 2.17 0.61 1.2 ACL 1.6 5 1 15 0.153 14.0 10 1 36 0.180 39.0 10 1 7 0.014 2.17 0.60 1.2 SAL 1.6 5 1 13 0.176 14.0 10 1 33 0.196 39.0 10 Donde Φ: es el diámetro de la columna; L: es la longitud de muestra de suelo; ρ: es la densidad seca del residuo; θ es el contenido volumétrico de agua; D es la dispersión; P es número de Peclet; R: es el factor de retardo; v es la velocidad. Los valores de P y D de los ensayos de flujo y transporte realizados en los dos residuos dependen de la velocidad y como se puede ver son similares en los dos residuos. La similitud de estos valores se debe a que las características físicas del medio poroso en los dos residuos son parecidas (Tabla 8.2, Capítulo 6). El hecho de que la curva de paso del �Capítulo 8. Modelación del proceso de sorción en los ensayos de flujo y transporte 312 trazador PFBA en su salida sea tan vertical es indicativa de que el flujo está controlado por la advección, fundamentalmente en el ensayo a velocidad más elevada. 0,08 Ensayo de trazador con PFBA en el residuo ACL A 0,07 R =1 0,06 v=1.2 cm/h; P=8; L=5 cm Modelo v=14 cm/h; P=15; L=10 cm Modelo V=39 cm/h; P=36; L=10 cm Modelo 0,05 Cw/Co Ap =0.041 0,04 0,03 0,02 0,01 0,00 0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 Vp 0,08 B Ensayo de trazador con PFBA en el residuo SAL 0,07 R =1 0,06 v=1.2 cm/h; P=7; L=5 cm Modelo v=14 cm/h; P=13; L=10 cm Modelo v=39 cm/h; P=33; L=10 cm Modelo 0,05 Cw/Co Ap =0.041 0,04 0,03 0,02 0,01 0 0 0,5 1 1,5 2 2,5 Vp Figura 8.2. Comparación de los resultados del ajuste de los ensayos de flujo y transporte de PFBA en las columnas de residuos. A) Ensayos en el residuo ACL. B) Ensayos en el residuo SAL. Vp: volumen de poros; Cw/Co: Concentración relativa. El número de Peclet es una medida de la advección frente al flujo dispersivo, en este caso se ha podido comprobar que a mayor velocidad aumenta la dispersión. En todos los casos evaluados el flujo es mayoritariamente controlado por la advección. Este valor de la dispersión tan pequeño nos muestra una mayor aproximación al flujo de pistón. Se puede �Capítulo 8. Modelación del proceso de sorción en los ensayos de flujo y transporte 313 apreciar que a menores velocidades se produce un incremento de las colas en la curva de llegada, las cuales son ligeramente inferiores a las obtenidas en la simulación (velocidad 1.2 y 14 cm/h). El máximo de la curva de llegada del trazador en todos los casos se encuentra ligeramente a la derecha del valor de un volumen de poros, lo que puede ser indicativo de existencia de un pequeño retraso por difusión en la matriz del sólido. En todos los ensayos, el modelo de equilibrio local se ajusta muy bien a los datos experimentales. Las mayores dificultades del ajuste se encuentran en la cola donde generalmente el modelo queda por encima de los datos experimentales. 8.6. Modelación de la curva de llegada de los ensayos de flujo y transporte de los tres metales En la simulación de los ensayos de flujo y transporte hay que introducir los valores de la concentración del soluto y el tiempo, la concentración inicial del soluto, R, P y w. En la simulación siempre se parte de un valor inicial para cada parámetro de entrada. El valor inicial de R es el obtenido con los parámetros del modelo de Freundlich a partir del ajuste de las isotermas de adsorción de cada metal como resultado de los ensayos en Batch. En el caso del número de Peclet se utilizarán los valores obtenidos en los ensayos de trazador para cada una de las velocidades. Los valores de los restantes parámetros se ajustarán de acuerdo a los valores estimados a partir de los datos disponibles. Los ensayos de flujo y transporte de los tres metales en los dos residuos se han realizado con inyección en continuo de 91 volúmenes de poro de solución con el soluto para el proceso de adsorción y con inyección en continuo de 127 volúmenes de poro de solución sin soluto en el proceso de desorción. El procedimiento ha sido siempre el mismo para las diferentes velocidades con el objetivo de tratar de saturar los sitios de adsorción y poder comparar los resultados. En los análisis de simulación se consideró degradación del soluto pero para todos los casos la simulación ajustaba para valores de degradación inferiores al 0.002 % de la masa, a partir de este valor las curvas de ajuste se separan de los datos experimentales. �Capítulo 8. Modelación del proceso de sorción en los ensayos de flujo y transporte 314 8.6.1. El ensayo de flujo y transporte del Ni(II) con procesos de adsorción y desorción. Para la obtención de la curva de paso o llegada del Ni(II) se realizaron los ensayos de flujo y transporte en los dos residuos metalúrgicos (ACL y SAL). La adsorción del níquel ocurre rápidamente al igual que en los ensayos Batch, la curva es asimétrica y presenta una gran cola. Se puede apreciar que la curva de paso del efluente a través del residuo ACL y SAL presenta un marcado carácter vertical a la salida del contaminante indicativo de un flujo de pistón con predominio al parecer de la advección. A Ni(II) Residuo ACL Parámetros del model de flujo y transporte R =17 Kf =1057 n =0.15 Ap =91 β =0.80; 0.77; 0.72 1,0 C/Co Cw/Co 0,8 v=1.2 cm/h; P=8; w=2; L=5 cm Modelo v=14 cm/h; P=15; w=1; L=10 cm Modelo v=39 cm/h; P=36; w=0.06; L=10 cm Modelo 0,5 0,3 0,0 0 50 100 150 200 250 Vp 1 B Ni(II) Residuo SAL Parámetros del modelo de flujo y transporte β = 0.78 n= 1 K f = 0.77 Ap= 91 Cw/Co 0,8 0,6 v=1,2 cm/h; P=7; w=0,1; L=5 cm 0,4 Modelo 0,2 0 0 50 100 150 200 250 Vp Figura 8.3. Simulación de la curva de paso del NI(II) en los dos residuos mineros, con el modelo de dos sitios UFBTC que incluye las condiciones de adsorción no lineal y no equilibrio. A) Residuo ACL y B) residuo SAL. El valor de β en los ensayos de flujo y transporte por el residuo ACL experimenta una variación en el caso de las dos velocidades extremas equivalente al 6%. El menor valor se corresponde con el ensayo de mayor velocidad para el caso del residuo ACL. Este mismo �Capítulo 8. Modelación del proceso de sorción en los ensayos de flujo y transporte 315 efecto se aprecia en el caso del valor de w donde se obtiene una variación de un orden de magnitud entre las dos velocidades extremas (Figura 8.3A). Aunque el residuo SAL en el caso del Ni(II) presenta una isoterma de adsorción lineal la obtención de un valor de β menor que uno es una confirmación que el proceso de flujo y transporte se desarrolla en condiciones no ideales o “no equilibrio”. Este mismo resultado lo muestra el valor de w que es menor que uno. Los resultado del ajuste de los ensayos se muestran en la Tabla 8.3. El problema del ajuste con el modelo se centra en la cola de la curva de llegada correspondiente al ensayo de desorción. En la Figura 8.3 se aprecia claramente que la saturación de los sitios de adsorción está ligeramente afectada por la velocidad. El factor de retardo para el Ni(II) es tres veces mayor en el residuo ACL con relación a su valor en el residuo SAL. El hecho de que el Ni en el residuo SAL presente un valor de F que sea el doble del valor de β se debe a que presenta una isoterma de Tipo C: Las isotermas de tipo C, no son más que las isotermas lineales, donde se mantienen en equilibrio la masa del soluto en la solución acuosa y la masa de soluto adsorbida en la matriz sólida, sin que se puedan especificar los mecanismos de adsorción entre el soluto y el adsorbente (Sparks, 1995). La existencia de una isoterma lineal es indicativo de que los sitios de adsorción permanecen constantes, o sea que a medida que se adsorbe el soluto más sitios o lugares de adsorción se van creando. Esta isoterma es también un indicativo de que el soluto puede entrar a regiones inaccesibles para el solvente. Giles et al., (1960), plantea que el soluto entra más fácil a la matriz sólida que el solvente. Según este autor normalmente este tipo de isoterma se mantiene constante hasta un determinado valor de concentración en que la curva cambia bruscamente de pendiente y adquiere en su parte superior una meseta completamente horizontal. Existen determinadas condiciones en el medio poroso que favorecen la existencia de isotermas de tipo C: a) existencia de moléculas muy flexibles en el medio poroso debido a diferentes grados de cristalización de los minerales que lo forman (presencia de minerales amorfos, materia orgánica, etc.); b) mayor afinidad del soluto con el sustrato que con el solvente; c) gran poder de penetración del soluto en la matriz debido a sus características fisicoquímicas y d) la existencia de determinadas condiciones en la estructura cristalina de los sólidos que permitan su adsorción. Como hemos podido ver todas estas condiciones anteriormente descritas están presentes en el residuo SAL. �Capítulo 8. Modelación del proceso de sorción en los ensayos de flujo y transporte 316 8.6.2. El ensayo de flujo y transporte del Mn(II) con procesos de adsorción y desorción En el caso de la curva de llegada del Mn(II) se puede apreciar por el valor de R igual a 24 que los residuos presentan una gran capacidad de adsorción de este metal. En la Figura 8.4 se aprecia que la saturación de los sitios de adsorción (Cw/Co=1) es afectada por la velocidad de flujo. La simulación de la curva de paso del Mn(II) en los dos residuos mineros, el modelo de dos sitios UFBTC-3 que incluye las condiciones de adsorción no lineal y no equilibrio (histéresis del proceso de adsorción) presenta un buen ajuste, siendo menos preciso en la parte del proceso de desorción. En el caso del Mn(II) sucede lo mismo que en el Ni(II), el valor de R es muy superior al que se obtiene para el PFBA (R=1). Esta diferencia es debido a la existencia de condiciones de flujo y transportes no ideales. El valor de R es 4 veces mayor en el residuo ACL con respecto al valor de R en el residuo SAL. En este caso esta diferencia está controlada por el valor del pH, pues a pH ácido la movilidad del manganeso es mucho mayor (Saparks, 1995, Tan, 1994). La adsorción en los dos residuos presenta isotermas de adsorción no lineal que generalmente son indicativas de condiciones no ideales o de “no equilibrio” en los procesos de adsorción en condiciones de flujo y transporte de solutos. Los resultados del ensayo de flujo y el valor de los parámetros de modelo β y w confirman estas condiciones durante la realización del ensayo de flujo y transporte del Mn para las velocidades de 14 y 39 cm/h en el residuo ACL y para 1.2 cm/h en el residuo SAL. Cuando el valor de w es menor que uno, según los diferentes estudios consultados equilibrio (Sparklet et al., 1975, Paker and Van Genuchten, 1984; Álvarez et al., 1995; Álvarez et al., 2001), es un indicativo de la existencia de un proceso de flujo y transporte en condiciones no ideales. �Capítulo 8. Modelación del proceso de sorción en los ensayos de flujo y transporte 1,0 A Mn(II) Residuo ACL Parámetros del modelo de flujo y transporte R =24 Kf =1054 n =0.14 Ap =91 β =0.8; 0.77; 0.72 0,8 Cw/Co C/Co 317 v=1.2 cm/h; P=8; w=1; L=5 cm Modelo v=14 cm/h; P=15; w=0.17; L=10 cm Modelo v=39 cm/h; P=36; w=0.06; L=10 cm Modelo 0,6 0,4 0,2 0,0 0 50 100 150 200 250 Vp 1 B Mn(II) Residuo SAL Parámetros del modelo de flujo y transporte R =6 β =0.78 n =0.6 Ap = 91 Cw/Co 0,8 0,6 v=1,2 cm/h; P=7; w=0,1; L=5 cm 0,4 Modelo 0,2 0 0 50 100 150 200 250 Vp Figura 8.4. Simulación de la curva de paso del Mn(II) en los dos residuos mineros, con el modelo de dos sitios: UFBTC que incluye las condiciones de adsorción no lineal y no equilibrio. A) Residuo ACL. B) Residuo SAL. 8.6.3. El ensayo de flujo y transporte del Cr(VI) con procesos de adsorción y desorción En el caso del cromo sucede lo contrario de lo visto en el Ni y el Mn, en este caso el factor de retraso es 2 veces mayor en el residuo SAL con respecto al residuo ACL. Esta diferencia es debido al pH pues a pH ácidos la movilidad del cromo hexavalente es mucho menor. En el caso del cromo se puede observar que el valor de β es superior a 0.7, en los dos residuos lo que es indicativo de que los sitios de adsorción en equilibrio representan un porcentaje importante. El valor de F es muy similar, lo que indica que la fracción de la masa de soluto que se adsorbe rápidamente es muy importante y que esta adsorción �Capítulo 8. Modelación del proceso de sorción en los ensayos de flujo y transporte 318 instantánea es la que determina en cierta medida el porcentaje de los sitios de adsorción que está en equilibrio. Al igual que en los otros metales en el caso del Cr el valor del factor de retardo está determinado principalmente por la adsorción instantánea, pues como se ha visto en los ensayos Batch la adsorción ocurre muy rápidamente. 1,0 A Cr(VI) Residuo ACL Parámetros del modelo de flujo y transporte R =5 Kf =30.35 n =0.46 Ap =91 β =0.8; 0.77; 0.72 Cw/Co 0,8 0,6 v=1.2 cm/h; P=8; w=1; L=5 cm Modelo v=14 cm/h; P=15; w=0.32; L=10 cm Modelo v=39 cm/h; P=36; w=0.05; L=10 cm Modelo 0,4 0,2 0,0 0 50 100 150 200 250 Vp 1 Cr(VI) Residuo SAL B Parámetros del modelo de flujo y transporte R =9 β =0.78 n =0.26 Ap =91 0,8 Cw/Co 0,6 v=1,2 cm/h; P=7; w=0,01; L=5 cm 0,4 Modelo 0,2 0 0 50 100 150 200 250 Vp Figura 8.5. Simulación de la curva de paso del Cr(VI) en los dos residuos mineros, con el modelo de dos sitios, UFBTC que incluye las condiciones de adsorción no lineal y no equilibrio. A) Residuo ACL. B) Residuo SAL. 8.6.4. Discusión de los resultados de modelación de los ensayos de flujo y transporte de metales Las curvas de llegada de los solutos (metales) son asimétricas, presentando una gran cola. El uso de un modelo con adsorción no lineal y condiciones de no equilibrio UFBTC-3 describe o simula la curva de llegada de los tres metales. Este modelo reproduce con �Capítulo 8. Modelación del proceso de sorción en los ensayos de flujo y transporte 319 bastante exactitud la curva de llegada del los diferentes solutos, lo que indica que la existencia de una cola tan larga es el resultado de la no linealidad de los procesos de adsorción–desorción comprobado en los ensayos Batch (Capítulo 7). Tabla 8.3. Tabla resumen de los parámetros utilizados para el ajuste de las curvas de llegada de los ensayo de flujo y transporte de los tres metales en las columnas de residuo ACL y SAL. Metal Residuo Vpi Vpd v R β w Rm K2 F ξ η P Vp Vp cm/h Mn(II) ACL Ni(II) SAL ACL Cr(VI) SAL ACL SAL 91 127 1.2 14.0 39.0 1.2 1.2 14.0 39.0 1.2 1.2 14.0 39.0 1.2 8 15 36 7 8 15 36 7 8 15 36 7 24 0.80 0.77 0.72 6 0.78 17 0.80 0.77 0.72 6 0.78 5 0.80 0.77 0.72 9 0.78 1.0 0.17 0.06 0.1 2.00 1.00 0.06 0.10 1.00 0.32 0.05 0.01 19.20 18.48 17.28 4.68 13.60 13.09 12.24 4.68 4.00 3.85 3.60 7.02 0.050 0.043 0.035 0.018 0.141 0.358 0.049 0.018 0.240 0.390 0.139 0.001 0.83 0.80 0.75 0.74 0.80 0.76 0.71 1.46 0.77 0.73 0.66 0.79 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 Vpi, es volumen de poros de inyección(adsorción); Vpd, es volumen de poros de inyección de solución sin soluto (desorción). El hecho de que el valor de β sea significativamente menor que uno (β<1) es indicativo de condiciones de flujo en régimen de no “equilibrio” o flujo y transporte de soluto no ideal. Los resultados de un valor de β superior al 0.7 en los dos residuos es una muestra de que más de un 70% de adsorción de la masa de soluto ocurre instantáneamente. Este valor de β nos indica además que los sitios de adsorción donde se ha alcanzado el equilibrio son un porcentaje muy elevado del total de sitios existentes. Con el incremento de la velocidad de flujo en el ensayo realizado en el residuo ACL se aprecia que el valor de β disminuye un 6% indicativo de un incremento de las condiciones de no equilibrio, debido a que el tiempo de tránsito del soluto por el medio es mucho menor, por lo que disminuye la adsorción del soluto analizado. También del valor de β se puede deducir que un valor de aproximadamente entre el 20 y 28% de la masa de soluto adsorbida puede estar controlada por los sitios de tipo dos (S2), donde la transferencia de masa entre la solución y el sólido está controlada por los procesos cinéticos o quimisorción. El valor de w nos da cuenta de la velocidad con que se alcanza el equilibrio. El hecho de tener un valor de w inferior a 1 en los ensayos de los tres metales en el residuo SAL y de los �Capítulo 8. Modelación del proceso de sorción en los ensayos de flujo y transporte 320 ensayos de Mn y Cr para velocidades de 14 cm/h y en los ensayos de los tres metales en el residuo ACL para la velocidad de 39 cm/h es indicativo de que el medio no está en equilibrio, debido a que la adsorción ocurre en dos sitios o dos regiones. Esto hace suponer que la fracción de soluto que se adsorbe en los sitios de tipo dos (S2) está controlada por el proceso cinético, el cual necesita de un mayor tiempo para alcanzar el equilibrio. Se aprecia que en la medida que se aumenta la velocidad del ensayo de flujo y transporte el valor de w es menor lo que muestra un alejamiento de las condiciones de equilibrio. En estudios de flujo y transporte de solutos orgánicos e inorgánicos en suelos naturales siempre que el valor de w es pequeño (menor que uno) se consideran condiciones de no equilibrio (Sparklet et al., 1975, Paker and Van Genuchten, 1984; Álvarez et al., 1995; Álvarez et al., 2001). Para el factor de retardo (R) se ha comprobado en los casos de que n es menor que 1 que el valor de R depende de la concentración como sucede en los diferentes trabajos consultados (Selim and Amacher, 1997, Wang et al., 1998). En todos los metales analizados el valor de R es superior a 5 indicativo de las buenas propiedades de adsorción que presentan estos residuos. Aunque este parámetro se ha considerado constante durante la simulación, en las Figuras 8.3, 8.4 y 8.5 y Tabla 8.3, se puede comprobar que está ligeramente afectado por la velocidad. El aumento de la velocidad disminuye considerablemente el tiempo de tránsito y con ello el tiempo de interacción sólido-soluto para que ocurra la adsorción. Los mayores valores de R se obtienen para los metales que presentan un valor de n menor y un mayor valor de Kd. El valor del coeficiente de adsorción instantánea F es muy similar a el valor de β con la excepción del Ni en el residuo SAL, donde su valor es el doble del valor de β, esta diferencia es debida a que el Ni en el residuo SAL tiene una isoterma de adsorción lineal. El valor de F superior a 0.7 en todos los metales con isoterma de adsorción no lineal, muestra que de la masa de soluto adsorbida (más del 70%), ocurre instantáneamente. El valor de Rm, revela claramente que la componente del valor de retardo equivalente a los sitios de adsorción en estado de equilibrio es superior al 70% del valor total de R en los tres metales (Ni, Cr y Mn) analizados y para los dos residuos. �Capítulo 8. Modelación del proceso de sorción en los ensayos de flujo y transporte 321 El valor K2, para las mismas condiciones de ensayo en el caso del manganeso es de 0.05 para el residuo ACL y de 0.018 para el residuo SAL, como se puede ver en el residuo ACL es más de dos veces el valor obtenido para SAL. En el residuo ACL se puede apreciar una pequeña disminución del valor de K2 en función de la velocidad a que se realice el ensayo, para los tres metales, siempre que las condiciones de longitud de la columna de residuo y la velocidad de flujo sean las mismas. El hecho de que para ajustar el modelo a los datos experimentales en el caso de los dos residuos los términos fuente o sumidero ξ y η (debido a la degradación del soluto) son considerados igual a cero (menor de 0.002), nos muestran que aparentemente los solutos utilizados no sufren ningún tipo de degradación. Estos valores corroboran la información obtenida mediante el empleo del microscopio electrónico sobre la composición de la matriz del sólido empleado en los ensayos de flujo y transporte de los tres metales, donde no se observó ninguna precipitación de los metales en otro tipo de minerales (Capítulo 7). Estos resultados unidos a la velocidad con que ocurre la adsorción son indicativos de que el metal es adsorbido al parecer en la superficie de las partículas sólidas debido a la acción de las fuerzas electrostáticas (potencial zeta de las partículas sólidas). El ajuste mejor logrado es el del Ni(II) en el residuo SAL, esto es probablemente debido a que este presenta una isoterma de adsorción y desorción lineal aunque hay histéresis en el proceso de adsorción y resulta mucho más fácil de simular por el modelo numérico que cuando hay un marcado proceso de histéresis en el proceso de sorción pero que sus isotermas son diferentes en cada proceso como es el caso de los otros dos metales en el residuo SAL y de los tres metales en el residuo ACL que presentan isoterma de adsorción no lineal y desorción lineal. Las curvas de ruptura de los tres metales indican que el comportamiento de estos durante el flujo y el transporte de contaminantes es no ideal. El uso de modelos que incluyen la adsorción no lineal y que el proceso ocurre en dos sitios (diferentes intervalos de tiempo) indican que el proceso de adsorción no lineal es la causa principal de que se obtenga una gran cola en la curva de llegada. �Capítulo 8. Modelación del proceso de sorción en los ensayos de flujo y transporte 322 Lo que más llama la atención dentro de estos ensayos es la capacidad de estos residuos para retener los solutos, lo que queda demostrado con el elevado valor del factor de retardo (R) en todos los solutos expresado en volúmenes de poros es siempre superior a 5 Vp (Tabla 8.3). 8.7. Conclusiones Los resultados de los ensayos de flujo con procesos de adsorción–desorción nos permiten llegar a las siguientes conclusiones. - El PFBA es un buen soluto para ser utilizado como trazador en el conocimiento de las propiedades del medio poroso. Su análisis resulta muy económico y se detecta para concentraciones muy bajas de 0.001 mg/L. - El uso de los modelos de equilibrio para simular los resultados del ensayo con el trazador es muy bueno para la parte de la curva correspondiente al ensayo de adsorción y bueno en el caso de la parte de la curva que corresponde al ensayo de desorción, aunque en este caso se queda un poco por encima en la cola de la curva de llegada o paso del soluto. La causa de esta pequeña cola se debe a la dispersión y al posible efecto de la difusión en la matriz que sufre el soluto conservativo. - La velocidad de flujo afecta la curva de llegada del trazador, a medida que disminuye la velocidad la curva pierde simetría y aumenta la cola. - La velocidad de flujo afecta al proceso de adsorción y la forma de las curvas de llegada de los diferentes solutos. En todos los casos se aprecia la existencia de asimetría y una gran cola. - Los resultados de los ensayos de Batch muestran una buena predicción de los resultados del factor de retraso (R) en el caso de los tres metales, para los dos residuos. - La velocidad de flujo afecta los principales parámetros del modelo β, w, P y R. Los parámetros P y w dependen directamente de la velocidad. De los parámetro del modelo los �Capítulo 8. Modelación del proceso de sorción en los ensayos de flujo y transporte 323 más afectados por la velocidad a que se realiza el ensayo de flujo y transporte son β y R. La diferencia del valor de β entre las dos velocidades extremas es del 6% para el residuo ACL. La afectación del valor de R es pequeña entre las dos velocidades extremas del ensayo de flujo y transporte en el residuo ACL, debido a que la velocidad con que ocurre la adsorción de la masa de soluto es muy rápida. - La obtención de un valor estimado de β entre 0.72 y 0.78 en todos los casos sugiere que los sitios de adsorción de la masa de residuo que rellena la columna en estado de equilibrio es menor del 80% del total. - Los valores de F son similares a los de β en los tres metales en el residuo ACL y en el Mn y en el Cr en el residuo SAL (Tabla 8.3). En el caso del Ni en el residuo SAL es prácticamente el doble de β indicativo de que al parecer en el residuo SAL durante el proceso de adsorción se mantienen constantes los sitios de adsorción en la matriz del medio poroso, fenómeno característico de los materiales que presentan isoterma de adsorción lineal (isotermas de tipo “C”, Clasificación de Giles et al, 1960). - Considerando el criterio de número de Damkholer (w) para definir si el proceso de adsorción en los ensayos de flujo y transporte se desarrolla en condiciones de equilibrio o no equilibrio es necesario que este sea mayor que uno. Se puede apreciar que este criterio en el residuo SAL indica que no existen condiciones de equilibrio para los tres metales, pues el valor de w es siempre menor que uno para una velocidad de 1.2 cm/h, mientras que en el caso del residuo ACL es dominante para los ensayos de gran velocidad 39 cm/h en los tres metales (Ni, Cr y Mn) donde w<0.05 y para el caso de la velocidad de 14 cm/h en los ensayos de flujo y transporte del Mn y Cr donde w<1. - El valor de Rm factor de retraso instantáneo correspondiente a la región o sitios en equilibrio es muy grande y prácticamente constante para cada metal en el residuo ACL, con una ligera disminución en función de la velocidad del ensayo del flujo y transporte (Tabla 8.3). - La estimación del valor de la relación o ratio de adsorción K2 en los dos residuos es variable con valores entre 0.018 y 0.001 hr-1 en el residuo SAL y entre 0.39 y 0.018 hr-1 en �Capítulo 8. Modelación del proceso de sorción en los ensayos de flujo y transporte 324 el residuo ACL y es al parecer en la mayoría de los casos dependiente de la velocidad del ensayo de flujo y transporte del soluto (Tabla 8.3). - El uso de los modelos de dos sitios (UFBTC) que incluyen los proceso de sorción con diferentes proporción e intensidad (adsorción física, química, etc.) e histéresis para modelar los resultados de los ensayos de flujo y transporte de los tres metales en el medio poroso (en los dos residuos) dan resultados satisfactorios en la simulación de las curvas de llegada de los metales obtenidos en el laboratorio. - El resultado del uso de los modelos de “Dos sitios” confirma las observaciones de los ensayos de Batch y flujo y transporte de solutos, así como los resultados de análisis semicuantitativo por microscopio electrónico de barrido de las muestras de residuo una vez realizados los ensayos, donde se pudo comprobar la existencia de una masa de soluto adsorbida que resulta prácticamente irreversible. Se observó como el proceso de adsorción tiene dos componentes, una física (adsorción instantánea por fuerzas electrostáticas) que es el principal para más del 70% de la masa del soluto adsorbido y una cinética, para el resto de la masa. La masa adsorbida depende un poco de la velocidad del flujo y del tiempo de residencia del soluto en el medio. - Al modelo le resulta mucho más difícil reproducir los resultados del proceso de desorción debido a que la cinética del proceso de desorción es mucho más lenta que la del proceso de adsorción. - Los ensayos pueden ser modelados con valores de los términos fuente o sumidero ξ y η iguales a cero. Ello indica que, al parecer los solutos utilizados no sufren ningún tipo de degradación o precipitación. Estos valores corroboran la información obtenida mediante el empleo del microscopio electrónico sobre la composición de la matriz del sólido empleado en los ensayos de flujo y transporte de los tres metales, donde no se ha observado ninguna precipitación de los metales como otros minerales. Estos resultados son indicativos de que el metal es adsorbido en la superficie de las partículas sólidas. - La existencia de un transporte de solutos no ideal se debe principalmente a la irreversibilidad del proceso de adsorción y en menor medida está condicionada por el tiempo en que ocurre este proceso. El proceso o efecto más destacable es la irreversibilidad �Capítulo 8. Modelación del proceso de sorción en los ensayos de flujo y transporte 325 de los procesos de adsorción–desorción (histéresis) y la capacidad de estos residuos para adsorber los tres metales, fundamentalmente para el Ni(II) y Mn(II) en el residuo ACL. - Los resultados indican que la existencia de procesos de adsorción no lineal es la principal causa de un proceso de flujo y transporte de soluto por el medio poroso en condiciones no ideales, mientras que la existencia de un proceso de interacción con distinta proporción e intensidad entre el soluto de la solución y el sólido desempeña un papel secundario. - Los resultados obtenidos durante la realización de los ensayos de adsorción-desorción en un sistema cerrado (Batch) y en un sistema abierto (condiciones de flujo) muestran que los residuos tienden a retener los metales en la matriz del medio poroso, lo que denota una gran limitación en la movilidad de estos en el medio poroso, valor de R>5, para todos los metales en los dos residuos. Finalmente es de señalar que se han usado otros modelos (AQUITRAQ (Marzal, 1992), y Álvarez et al., 1995) para tratar de reproducir los resultados experimentales de los solutos considerándolos como reactivos (metales Ni, Cr y Mn) pero los resultados obtenidos no han sido coherentes con los experimentales. �Capítulo 9. Influencia del comportamiento hidromecánico de los residuos en el flujo y transporte 327 Capítulo 9. INFLUENCIA DEL COMPORTAMIENTO HIDROMECÁNICO DE LOS RESIDUOS MINERO-METALÚRGICOS EN EL FLUJO Y TRANSPORTE DE SOLUTOS 9.1. Introducción Gran parte de los estudios de flujo y transporte de solutos en el medio poroso en condiciones saturadas y no saturadas se han desarrollado en columnas de materiales porosos en el ámbito de laboratorio (Sharma and Lewis, 1994; Pennell, et al., 1994; Álvarez et al., 1995; Gomis_Yagües et al., 1997; Muñoz et al., 1997; Selim and Amacher, 1997; Perin et al., 1997; Kedziorek et al., 1998; Carvalho et al., 1998; Wang et al., 1998; Hollenbeck and Jensen, 1998; Rooney et al., 1998; Iqbal, 1999; Paseka et al., 2000; Yeh et al., 2000; Yong et al., 2001; Ursino et al., 2001). El empleo de estas técnicas, basadas en el principio de transferencia de masa en los medios porosos, permite llevar a cabo experimentos controlados que proporcionan información sobre las condiciones de flujo y los mecanismos de transporte y reactividad de los solutos. El flujo y transporte de solutos en el medio poroso en condiciones reales es dependiente de la estructura del material y en su estudio pueden considerarse tres situaciones generales: 1- Distribución uniforme del material o medio homogéneo. 2- Distribución no uniforme del material o medio heterogéneo. 3- Medio heterogéneo u homogéneo y presencia de discontinuidades (fracturas, macro poros, etc.). En los estudios de campo y en el laboratorio se ha comprobado que cuando el flujo y transporte de los solutos reactivos se realiza por el medio poroso homogéneo, la velocidad del movimiento de estos es muy baja, debido a los diferentes procesos que actúan sobre el soluto entre los que se encuentran la precipitación, intercambio, degradación, etc. (Álvarez et al., 1995, Wang et al., 1998). Sin embargo, cuando flujo y transporte se desarrollan debido al flujo preferencial a través de discontinuidades, el flujo y el transporte de los solutos ocurre mucho más rápido que el observado en el medio poroso (Tsang, 1993; Jørgensen et al., 1998; Tindall et al., 1999; Iqbal, 1999). �Capítulo 9. Influencia del comportamiento hidromecánico de los residuos en el flujo y transporte 328 A continuación se describe un ensayo hidromecánico en una columna de residuos mineros en la que se ha realizado un ensayo de flujo y transporte en condiciones de flujo y transporte no ideales y con presencia de flujo preferencial. Las condiciones de contorno están bien delimitadas y controladas a nivel de laboratorio con el objetivo de asegurar el conocimiento de aquellos factores que pueden tener una mayor incidencia en el flujo y transporte de solutos. 9.1.1. Procedimiento de ensayo de los residuos mineros en columnas El estudio del comportamiento hidromecánico se realizó con el residuo metalúrgico ACL de la industria cubana del níquel caracterizado en los Capítulos 6 y 7. El ensayo se desarrolló con la columna de la Foto 9.1 cuyas características de funcionamiento y composición han sido detalladas en el Capítulo 3. El ensayo consta de varias etapas o fases: 1- Calibración y puesta a punto de todos los sensores, para las características de este material, y el equipo de adquisición de datos (Anejo 4). 2- Llenado de la columna con el residuo capa a capa con control de la evaporación, la retracción, la succión, la temperatura, la humedad relativa y el contenido volumétrico de agua. 3- Saturación de la columna y control en profundidad de la evolución de la succión, la humedad, la temperatura y la consolidación 4- Medida de la permeabilidad. 5- Ensayo de flujo y transporte con los solutos conservativos y reactivos. 6- Secado de la columna. A efectos de poder comparar los resultados experimentales, se realizó una segunda columna de las mismas dimensiones pero construida con un solo vertido de residuo, la cual se dejó consolidar. En esta columna se realizaron los ensayos de flujo y transporte al igual que la agrietada. Al terminar los ensayos de flujo y transporte se realizó el proceso de secado y se pudo comprobar que para estas condiciones no se produce la formación de fisuras, aunque la columna experimenta retracción. La medida de las propiedades físicas de esta columna se realizó en tres perfiles en la vertical al igual que la columna grande. �Capítulo 9. Influencia del comportamiento hidromecánico de los residuos en el flujo y transporte 329 Esto nos permite obtener las características físicas de densidad y permeabilidad de una muestra de residuo con porosidad inicial similar a la que presenta la columna de residuos estratificada, pero sin fisuras. Conociendo los valores de la densidad de esta columna se fabricaron columnas de pequeño diámetro de características similares a esta en las que se realizaron ensayos de flujo y transporte de solutos en condiciones saturadas. 9.2. Llenado de la columna, saturación y medida de la permeabilidad 9.2.1. Llenado de la columna La preparación de la muestra que se encuentra en el interior de la columna se realizó por capas y la relación sólido-líquido utilizada es similar a la utilizada para verter los residuos metalúrgicos en el área de estudio. En este caso se empleó en cada capa una mezcla de 2300 g del residuo sólido y 3300 cm3 de agua. Esta proporción de sólido está calculada para lograr capas de un espesor entre 20 y 27 mm, considerando la retracción que experimentan estos residuos al ser vertidos en forma de lodos (6-8%, Capítulo 6) y al secarse rápidamente en un ambiente de laboratorio (humedad relativa del aire de 60±5% y temperatura de 22±2 oC). El aire que realiza la evaporación del agua en cada capa de residuo (vertida en forma de lodo en la columna) circula a una velocidad de 2 m/s por la parte superior (esta es la velocidad media del aire en la zona donde están depositados los residuos, ver Capítulo 1). La temperatura media de la masa de aire se mantiene a 26±0.5 oC, la cual se controla por un termómetro situado en la parte superior de la capa de residuo que se está secando. La mezcla (residuo más agua) de la primera capa se vierte en el interior de la columna y se inicia el secado que se prolonga durante una semana hasta que el peso del material tiende a estabilizarse. Durante el secado se controla la humedad y el tiempo en que se produce la formación de las fisuras. En cada capa se dibuja un esquema de la distribución de las grietas de desecación. Durante el tiempo de consolidación y secado de cada capa se controla la retracción en la dirección vertical (con un LVDT) y la pérdida en peso (con una célula de carga) de la capa de residuo que se está secando. La pérdida en peso representa el volumen de agua evaporado. Durante el proceso de secado se controla además la succión, la temperatura, la variación del contenido volumétrico de agua en la muestra y la humedad relativa. �Capítulo 9. Influencia del comportamiento hidromecánico de los residuos en el flujo y transporte 330 Al cabo de una semana se vierte una nueva masa de la mezcla (agua más residuo) de idéntica composición sólido-líquido que la anterior y se sigue el mismo procedimiento y así sucesivamente hasta confeccionar una columna de 11 capas que alcanzan una altura Depósito de agua Sensor elctroválvula Electroválvula de 29 cm. Bombilla Piezómetro Ordenador Higrómetros Filtros TDR Célula de carga Salida del agua Tensiómetro Foto 9.1. Disposición de la columna para el estudio de las propiedades hidromecánicas de los residuos. La distribución de los sensores se ha realizado en forma de espiral y ninguno intercepta ni la primera capa ni la última, con el objetivo de evitar que el agrietamiento de las capas se produzca siempre en una misma situación. En la Figura 9.1 se aprecia la ubicación de cada uno de los sensores con relación a las capas que conforman la muestra del residuo. Al culminar el proceso de llenado de la columna con el residuo, se desarrolló la saturación de ésta, mediante la aplicación de una recarga de 0.3 cm3/cm2/min. La saturación de la columna se realizó con la misma solución electrolítica (KNO3 a 0.1 mM) empleada en los ensayos Batch y los de flujo y transporte de solutos descritos en el Capítulo 7. El uso de la solución electrolítica permite estabilizar la fuerza iónica de las partículas del medio y garantizar una buena agregación de las partículas del sólido. �7º niv el 10º n ivel el niv 2º 13º nivel Capítulo 9. Influencia del comportamiento hidromecánico de los residuos en el flujo y transporte 331 5º niv el l nive 4º 8º nive l 1º nivel el 11º niv 15º nive l el niv 14º º 12 Ø10 11.43 261.43 SP 150 TN 107.14 135.71 T 92.86 207.14 164.29 121.43 250 42.86 235.71 192.86 TN 50 1 78.57 2 TDR TDR T T SP 36.43 3 T SP 6 4 Ø8 V SP 7 5 V 64.29 14.29 Ø18 20cm La dist ancia sera de 48° TDR TN 9 8 10 178.57 10 el niv 20 11 ivel 9º n 6º nivel 3º niv el 12 0 PP 0 10 20cm CC Figura 9.1. Ubicación de los sensores con relación a cada capa que forma la columna de residuos. Los números de la izquierda indican la posición de cada una de las capas de residuo. CC: célula de carga, TN: tensiómetro, PP: placa porosa, TDR: transductor de medida del contenido volumétrico de agua, T: termómetro, SP: psicrómetro, V: higrómetro. Una vez terminado el proceso de saturación de la columna con las 11 primeras capas y pasadas 48 horas desde el inicio del proceso de saturación se vertió en la parte superior de la capa 11 una nueva capa de residuo (la 12) de igual características que las anteriores (2300 g de sólido y 3300 cm3 de líquido). Esta capa se dejó consolidar durante 4 semanas con una lámina de agua en superficie de 6 mm, altura que permaneció constante durante todo el período que duró el ensayo de permeabilidad. La función de esta capa era sellar las grietas de la capa 11 y evitar la entrada por flujo preferencial del trazador y los diferentes solutos de una manera directa en las grietas. �Capítulo 9. Influencia del comportamiento hidromecánico de los residuos en el flujo y transporte 332 Así se garantizaba una entrada uniforme en toda la superficie de la columna, con el objeto de poder aplicar la hipótesis de flujo de pistón. La medida de la permeabilidad se realizó a gradiente constante, para ello se efectúa la toma de muestra del caudal saliente a diferentes intervalos de tiempo hasta que se comprueba que el caudal está estabilizado y a partir de ese momento se controla el caudal de salida en función del tiempo y luego se calcula la permeabilidad del medio. 9.3. Resultado de las medidas efectuadas durante el proceso de montaje de la columna por capas 9.3.1. Evaporación Durante el ensayo de secado de cada una de las capas se controla la pérdida en peso de agua en función del tiempo. En la Figura 9.3 se puede apreciar que la velocidad de pérdida de peso por evaporación en cada una de las capas es similar. El ritmo de evaporación está controlado por la humedad relativa, la temperatura y la velocidad del aire en contacto con el residuo. 70 60 50 40 Humedad relativa en (%) Temperatura en grados centígrados Capa 2 30 20 0 1 2 3 4 5 6 7 Tiempo (días) Figura 9.2. Representación gráfica de la temperatura y humedad relativa en la superficie de la muestra de residuos durante el montaje de la capa 2. Si superponemos las medidas de la pérdida en peso por unidad de área de la muestra ensayada en condiciones de atmósfera de laboratorio a humedad relativa del aire de 60±5% y temperatura de 22±2 oC y las de una de las capas de la columna de residuos, se puede comprobar que en ambos casos la pérdida en peso por unidad de área en función del tiempo es una línea recta, aunque la velocidad de secado en una capa de suelo en el ambiente del laboratorio es mucho más lenta que en el interior de la columna de residuo. �Capítulo 9. Influencia del comportamiento hidromecánico de los residuos en el flujo y transporte 333 20 Capa 11 Capa 10 Capa 8 Capa 9 Capa 5 Capa 4 Capa 3 Capa 2 30 Capa 1 Peso (kg) 40 Capa 7 Capa 6 50 Peso de la columna vacía 10 0 0 10 20 30 40 50 60 70 Tiempo (días) Figura 9.3. Medidas de la pérdida de peso por evaporación en función del tiempo en cada una de las capas de suelo colocadas en la columna. Esta diferencia en la velocidad de secado se debe a la diferencia en la masa de aire que está en contacto con la muestra, pues en el caso de la columna de residuo, la masa de aire se renueva constantemente debido a la velocidad del aire que circula por encima y la temperatura de éste es 4 grados superior a la del laboratorio (Figura 9.4A). Estos resultados son coherentes con los de Blight (1997), quien comprobó que para diferentes condiciones de contorno en la superficie del material la pérdida de agua en suelos naturales era siempre lineal para capas de material de pequeño espesor. Tiempo (horas) 0 20 40 60 80 100 120 140 2 Pérdida de agua por unidad de área (g/cm ) 0.0 1.0 y = 0.0072x - 0.0153 R2 = 0.99 2.0 y = 0.0297x - 0.0025 R2 = 0.97 3.0 4.0 5.0 Capa 2 en la columna de diámetro 285 mm: h=25.5 mm Formación de la fisura Bandeja en el laboratorio: h=16 mm Figura 9.4A. Pérdida de agua por unidad de área en la capa 2 de la columna de residuo y en una bandeja de residuo en el laboratorio en condiciones de humedad relativa similares, la temperatura 4 grados más baja y sin viento. �Capítulo 9. Influencia del comportamiento hidromecánico de los residuos en el flujo y transporte 334 9.3.2. Retracción El estudio de la retracción de un material constituye uno de los principales fenómenos a considerar cuando se evalúan sus propiedades hidromecánicas. En la Figura 9.4B se puede apreciar la retracción de cada una de las capas que conforman la columna de residuo. Para cada capa (desde la 1 a la 11), se ha medido la retracción en la vertical durante el proceso de secado por evaporación y el área de grietas al final del secado de cada capa. En todas las capas se observa que el material presenta una gran capacidad de retracción que puede llegar a 2.5 mm en la vertical. Esta retracción se debe a la deformación de la última capa colocada ya que puede decirse que en las capas inferiores el cambio de volumen debido a la nueva capa colocada puede considerarse despreciable. Esta retracción representa una variación media de la altura superior al 8.2% en cada capa. Los datos correspondientes al contenido volumétrico de agua en cada capa en el momento de formación de la fisura indican que las grietas de desecación en las diferentes capas de residuo aparecen para valores de saturación muy altos, superiores al 85%. Tiempo (min) 10 100 1000 10000 0.0 Retracción (mm) 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 Capa 1 Capa 2 Capa 3 Capa 4 Capa 5 Capa 6 Capa 7 Capa 8 Capa 9 Capa 10 Capa 11 3.0 Figura 9.4B. Resultados de la retracción vertical durante el proceso de secado de cada capa de la columna de residuos. Estos resultados de las características de retracción, deformación del material durante el secado y humedad a que se forman las fisuras por desecación son coherentes con los obtenidos en los ensayos de retracción realizados en las bandejas ranuradas y en las muestras cilíndricas analizadas en el Capítulo 6. �Capítulo 9. Influencia del comportamiento hidromecánico de los residuos en el flujo y transporte 335 Para obtener los resultados de la densidad que se muestran en la Tabla 9.2. en cada capa de material vertida en el interior de la columna se medía la altura de ésta y como se conoce el diámetro de la columna y el volumen de sólido vertido se determinaba la densidad. Además al final del ensayo se realizaron los tres perfiles en la vertical en el interior de la columna donde se tomaron muestras en cada una de las capas y se efectuó la medida de la densidad y de la humedad en el momento de desmontar cada una de las columnas. En la Figura 9.5 se puede apreciar que la densidad seca de cada capa en la columna de residuo varía muy poco con la profundidad (entre 1.34-1.41 g/cm3) (Tabla 9.2), lo que al parecer indica que el proceso de consolidación inicial que experimenta la capa de suelo por retracción es el que controla la densidad seca final de la muestra. Si se mide la densidad seca en las zonas de las capas de residuo que no se han agrietado se puede ver que la densidad es mayor que la densidad media (de tres puntos por capa) calculada para toda la capa con un valor entre 1.43 y 1.45 g/cm3. Estos últimos valores de densidad se corresponden con los observados en los ensayos de retracción desarrollados en el laboratorio sobre muestras más pequeñas (Capítulo 6). Tabla 9.2. Principales características finales de las capas de residuo que conforman la columna. P H Capas (cm) (cm) A (cm2) V (cm3) Ws (g) ρd (g/cm3) N=3 1.41 1.40 1.39 1.38 1.37 1.37 1.36 1.36 1.35 1.35 1.34 1.34 η Ww (g) w Ag (cm2) Vg (cm3) 1 -30.31 2.55 637.94 1626.75 2300 0.64 1047.40 0.46 48.80 124.45 2 -27.76 2.58 637.94 1645.89 2300 0.65 1066.54 0.46 49.38 127.39 3 -25.18 2.59 637.94 1652.27 2300 0.65 1072.92 0.47 49.57 128.38 4 -22.59 2.62 637.94 1671.41 2300 0.65 1092.06 0.47 50.14 131.37 5 -19.97 2.63 637.94 1677.79 2300 0.65 1098.44 0.48 50.33 132.38 6 -17.34 2.64 637.94 1684.16 2300 0.66 1104.82 0.48 50.52 133.39 7 -14.70 2.65 637.94 1690.54 2300 0.66 1111.20 0.48 50.72 134.40 8 -12.05 2.66 637.94 1696.92 2300 0.66 1117.58 0.49 50.91 135.41 9 -9.39 2.67 637.94 1703.30 2300 0.66 1123.96 0.49 51.10 136.43 10 -6.72 2.69 637.94 1716.06 2300 0.66 1136.72 0.49 51.48 138.49 11 -4.03 2.68 637.94 1709.68 2300 0.66 1130.34 0.49 52.06 139.51 12 -1.35 2.70 637.94 1722.44 2300 0.66 1143.10 0.50 ------Total 1461.6 P: profundidad de la superficie, H: espesor, A: área, V: volumen, Ws: peso de los sólidos, ρd: densidad seca, η: porosidad, Ww:: peso de agua y w: humedad, Ag: área de grietas, Vg: volumen de grietas. Si se realiza el llenado de la columna con una mezcla de residuo de iguales características que la usada en cada una de las capas pero con un solo vertido, se puede ver que salvo en la zona superficial, la densidad alcanzada tras 60 días de secado a �Capítulo 9. Influencia del comportamiento hidromecánico de los residuos en el flujo y transporte 336 través de la superficie es mayor que en el caso de la muestra construida capa por capa. Por otra parte, la variación de la densidad con la profundidad es más acusada en la muestra continua procedente de un solo vertido (Figura 9.5). Esto parece indicar que en este caso, la rigidez es menor y se produce un proceso de consolidación en condiciones saturadas que conduce a densidades más altas a medida que aumenta la profundidad del material que conforma la columna. En definitiva el cambio de volumen por consolidación en la muestra continua saturada es mayor que el cambio de volumen por retracción de las muestras construidas capa a capa. 1.32 0 1.34 Densidad seca (g/cm3) 1.36 1.38 1.4 1.42 1.44 Profundidad (cm) -5 -10 -15 -20 -25 -30 -35 Muestra procedente de un solo vertido Muestra formada por capas agrietadas Figura 9.5. Variación de la densidad seca de la muestra en la columna de residuo con la profundidad. En la Figura 9.6 se puede apreciar que la distribución de las grietas en cada una de las capas no está estrechamente relacionada con la disposición de las grietas de la capa subyacente o precedente. Tampoco se aprecia una distribución relacionada con la posición de los sensores. Sin embargo, en todos los casos se ha observado la existencia de determinados sectores donde se produce un contacto directo o intersección entre los planos de grietas de la capa superior y la capa que le subyace (Figura 9.7). �Capítulo 9. Influencia del comportamiento hidromecánico de los residuos en el flujo y transporte 337 Foto 9.2. Grietas de desecación y precipitación de sales debido a la evaporación en la superficie de la capa 11 de la muestra de residuo. Nótese la presencia de un gran número de fisuras. Si representamos en un esquema la disposición de las grietas que conforman cada una de las capas agrietadas de la muestra se obtiene la Figura 9.7, donde se observa con claridad que los planos de grietas están interconectadas por más de 7 puntos entre capa y capa. En ninguno de los casos se observa una superposición total de una grieta para dos capas consecutivas. En algunas zonas de la pared de la columna se puede observar la coincidencia en la parte exterior de la columna de más de una grieta en la vertical (Figura 9.8). �Capa 1 Capa 4 Capa 7 Capa 10 Capa 2 Capa 5 Capa 8 Capa 11 Punto C Punto B Punto A Punto C Punto B Punto A Punto C Punto B Punto A Capítulo 9. Influencia del comportamiento hidromecánico de los residuos en el flujo y transporte 338 Capa 3 Capa 6 Capa 9 Capa 12 Figura 9.6. Disposición de las grietas en cada una de las capas que conforman la muestra de residuo. El trazo más grueso se corresponde con la grieta formada inicialmente. Los puntos A, B y C representan las zonas de muestreo en cada capa de residuo que forma la columna resultados en la Tabla 9.2. �Capítulo 9. Influencia del comportamiento hidromecánico de los residuos en el flujo y transporte 339 Capas 1-2 Capas 2-3 Capas 3-4 Capas 4-5 Capas 5-6 Capas 6-7 Capas 7-8 Capas 8-9 Capas 9-10 Capas 10-11 Figura 9.7. Superposición de las capas por parejas donde se aprecian los puntos de contacto entre las grietas de ambas capas. El color más claro corresponde a la capa superior. �Punto C Punto B Punto A Punto B Punto A I Punto C Punto C Punto B Punto A Capítulo 9. Influencia del comportamiento hidromecánico de los residuos en el flujo y transporte 340 Punto C Punto B Punto A II Figura 9.8. Esquema de la distribución exterior de las grietas en cada una de las capas de la columna de residuo en que se ha realizado el ensayo de flujo y el de flujo y transporte. I) Vista frontal y II) Vista trasera. Si se superponen en un gráfico isométrico todos los puntos de unión entre las diferentes capas, se puede observar que la conexión entre las fisuras es por determinados sectores aunque el mayor número de puntos de interconexión se encuentra en el área central (Figura 9.9). �Capítulo 9. Influencia del comportamiento hidromecánico de los residuos en el flujo y transporte 341 II I I´ A II´ Capas 10-11 Capas 9-10 Capas 8-9 Capas 7-8 Capas 6-7 B Capas 5-6 Capas 4-5 Capas 3-4 Capas 2-3 Capas 1-2 Capas 10-11 Capas 9-10 Capas 8-9 Capas 7-8 C Capas 6-7 Capas 5-6 Capas 4-5 Capas 3-4 Capas 2-3 Capas 1-2 Figura 9.9. Representación de los puntos de interconexión entre capas (1-2, 2-3,3-4, 4-5, 5-6, 67, 7-8, 8-9, 9-10, 10-11. A) Isométrico, B) Sección I-I´ y C) Sección II-II´. �Capítulo 9. Influencia del comportamiento hidromecánico de los residuos en el flujo y transporte 342 Como se puede ver en la Figura 9.10, el número de puntos o sectores de grietas con contacto entre dos capas consecutivas no es constante, aunque en todos los casos es mayor que 7. Sin embargo, el área de agrietamiento es muy parecida en cada una de las 11 capas analizadas (Tabla 9.2). El hecho de que el área de grieta sea muy similar en cada capa garantiza un volumen de poros rellenos con el material de residuo vertido en la nueva capa que le sobreyace muy similar en cada una de ellas. 0 Altura de la columna (cm) -5 Capa10-11 Capa 9-10 Capa 8-9 Capa 7-8 Capa 6-7 Capa 5-6 Capa 4-5 Capa 3-4 Capa 2-3 Capa1-2 -10 -15 -20 -25 -30 -35 0 2 4 6 8 10 12 14 16 Número de intersecciones entre fisuras Figura 9.10. Número de sectores de los planos de grietas donde se produce una intersección entre dos capas consecutivas. 9.3.3. Ensayo de saturación Una vez terminado el llenado de la columna y comprobado que se había estabilizado el peso (Figura 9.11), la humedad en todo el perfil vertical de la columna, como lo muestran los datos del TDR (Figura 9.12) y los de succión (Figura 9.13), se procedió a su saturación con una recarga de la misma solución electrolítica (KNO3 0.1 mM) que la empleada en los ensayos de Batch, los ensayos en columnas con HPLC y en columnas abiertas (Capítulo 7). La recarga aplicada inicialmente sobre la superficie de la columna fue de 0.3 cm3/cm2/minuto (Q=190 cm3/minuto). Este caudal permitió que al cabo de 10 minutos de iniciado el proceso de saturación se formara sobre la columna una capa de agua de 2 mm de altura. Posteriormente esta altura se mantuvo constante con el suministro de agua de la electroválvula comandada por un sensor de nivel de agua hasta los 1000 minutos. A partir de ese momento se elevó la posición del sensor de la electroválvula y se incrementó el nivel de agua sobre la superficie de la columna hasta 80 mm (Figura 9.11). �Capítulo 9. Influencia del comportamiento hidromecánico de los residuos en el flujo y transporte 343 50 Célula de carga Llenado de los poros pequeños 45 Peso (kg) Llenado de los macroporos (fisuras) 40 Agua en la superficie de la muestra 35 Peso antes de iniciar el proceso de saturación 30 1 10 100 1000 Tiempo (minutos) Figura 9.11. Incremento en peso de la columna de residuos durante el proceso de saturación. Durante el tiempo de saturación se llevó un control del incremento del peso de la muestra (volumen de entrada de agua), humedad relativa en la superficie de la muestra, evolución de la humedad de la muestra, succión, temperatura impuesta en superficie, temperatura en el interior de la muestra y de la consolidación del residuo. El control se realizó a intervalos de lectura de 10 minutos, al igual que durante el proceso de montaje de la columna capa por capa. La evolución del peso en la columna (Figura 9.11) muestra que inicialmente el volumen de agua que entra aumenta rápidamente, como lo muestra la pendiente de la curva. Este volumen de agua que entra inicialmente se considera está asociado a la saturación de los macroporos existentes en la columna, pues como se puede ver, a partir de los 10 minutos de iniciado el proceso de saturación se produce una estabilización de la curva del volumen de agua que entra a la columna. Esto parece indicar que el volumen de grietas que se indica en la Tabla 9.2, es mucho menor que el real, lo que muestra la existencia de un volumen importante de macroporos no detectados como grietas, pero que si pueden estar como microgrietas en cada una de las capas de residuo. Los resultados de la evolución del contenido de humedad, de acuerdo con los datos de los TDR, situados en el interior de la muestra de residuo que rellena la columna, muestran que al parecer existe un flujo preferencial. Si se observa en la Figura 9.12B), �Capítulo 9. Influencia del comportamiento hidromecánico de los residuos en el flujo y transporte 344 el comportamiento del TDR-2 y TDR-3 inicialmente se produce una evolución de la humedad como si se tratara de un flujo de pistón hasta los 607 minutos (Figura 9.12). A partir de ese momento se produce un cambio en el contenido de humedad en el TDR-3, el cual registra que la muestra de residuo situada a -27.9 cm de profundidad se humedece más rápidamente que el residuo situado en la zona intermedia TDR-2 a -16.5 cm. En el caso del TDR-1 se observa una evolución normal del contenido de humedad, como cabría esperar para la aplicación de una recarga de agua continua en la parte superior de una muestra de un material poroso no saturado sumergido bajo el agua. 45 A Llenado de los poros más pequeños Humedad (%) 40 35 30 Llenado de los macroporos (fisuras) 25 20 TDR-1 a la profundidad de 6.5 cm TDR-2 a la profundidad de 16.5 cm TDR-3 a la profundidad de 27.9 cm 15 0 200 400 600 800 1000 1200 Tiempo (min) Tiempos en minutos 0 B t=0 Profundidad (cm) -5 TDR-1 t=6 t=15 -10 t=24 -15 t=297 TDR-2 t=607 -20 t=667 t=737 -25 t=1057 TDR-3 t=1077 -30 15 20 25 30 35 40 45 50 Humedad (%) Figura 9.12. A) Evolución de la humedad en función del tiempo en tres puntos a diferentes profundidades de la columna de residuo durante el ensayo de saturación (son valores promedios). B) Evolución de la humedad con relación a la profundidad para determinados momentos del ensayo de saturación que se muestra de manera continua en la parte superior (Figura 9.12A). �Capítulo 9. Influencia del comportamiento hidromecánico de los residuos en el flujo y transporte 345 Los resultados de detección de flujo preferente en una columna rellena con un material poroso con el uso de TDR obtenidos en este trabajo son coherentes con los obtenidos por Persson and Berndtson, (1997) y los de Alemi-Ichola, (1998) en columnas de suelo no saturados. En la Figura 9.13, se observa como el incremento de la humedad relativa (HR) se produce muy rápidamente como sucede con la humedad registrada por el TDR-1 (Figura 9.12) y la succión del psicrómetro SP1 (Figura 9.14). Este incremento se debe a la cercanía de los hidrómetros (sensores de HR y temperatura) con la parte superior de la columna por donde se produce la recarga del medio poroso no saturado. Primero responde el sensor más superficial, prácticamente a los 6 minutos se produce un ligero incremento de la humedad relativa, mientras que el higrómetro más profundo responde a la variación de humedad pasados los 10 minutos de iniciado el proceso de saturación de la columna. Se observa como a partir de los 50 minutos los dos sensores están marcando una humedad relativa del 100%. Humedad relativa del aire (%) 100 90 80 70 60 Higrómetro a la profundidad de -10.8 cm Higrómetro a la profundidad de -5.4 cm 50 1 10 100 1000 Tiempo (min) Figura 9.13. Evolución de la humedad relativa en dos puntos en profundidad de la columna de residuos. En la Figura 9.14 se muestra la evolución de la succión en profundidad de la columna de residuo para diferentes intervalos de tiempo durante el proceso de saturación (ciclo de mojado). El control de la succión se realizó con 4 psicrómetros con cápsula de cerámica en la columna de residuo a diferentes profundidades. Como se puede ver en la evolución de la succión se aprecia inicialmente un comportamiento normal a cuando se inicia el proceso de saturación por una recarga de agua continua en la superficie de una �Capítulo 9. Influencia del comportamiento hidromecánico de los residuos en el flujo y transporte 346 muestra de material poroso no saturado. A partir de los 607 minutos se aprecia un cambio en el comportamiento de la succión en la parte inferior de la columna (psicrómetro 3 y 4), donde la succión disminuye más rápido que en el psicrómetro 2 (Figura 9.14). Este comportamiento en la succión es similar al observado en el caso del TDR3 (Figura 9.12), lo que constituye un indicativo de la existencia de flujo preferente en la columna de residuo estudiada. Parece ser que a partir de un tiempo, alrededor de 10 horas, el agua hubiera encontrado un camino preferencial para llegar a la parte baja de la columna de residuos. Entonces si esto es así, se produce la saturación de la placa porosa situada en la base de la columna de residuos. La placa porosa sirve para repartir fácilmente el agua de forma uniforme por toda la base de la columna, iniciándose un proceso de flujo ascendente, desde la base de la columna hacia la parte central motivado por los gradientes de succión. Esto se traduce en un aumento de la velocidad de entrada de agua en la columna que puede observarse a los 500 minutos en la Figura 9.11. 0 Tiempo en minutos -5 t=0 t=15 t=24 t=159 t=507 t=607 t=667 t=737 t=297 Profundidad (cm) -10 Sp1 -15 Sp2 -20 Sp3 Sp4 -25 -30 -35 0.60 0.50 0.40 0.30 0.20 0.10 0.00 Succión (MPa) Figura 9.14. Evolución de la succión en función del tiempo en el interior de la columna durante el proceso de saturación (valores promedios). Las medidas de la succión se realizaron con el psicrómetro. Sp, psicrómetro. A partir de los datos de succión medidos con los psicrómetros instalados en la columna, el índice de poros (e) correspondiente a la zona de la columna donde se encuentra y la curva de retención determinada para diferentes índices de poros en el Capítulo 6, se puede obtener el grado de saturación del material que rellena la columna (Figura 9.15). �Capítulo 9. Influencia del comportamiento hidromecánico de los residuos en el flujo y transporte 347 En la figura se incluyen también puntos obtenidos con medidas directas de la succión utilizando psicrómetros, tensiómetros y medidas del grado de saturación calculados a partir del valor del contenido volumétrico de agua en el residuo medido con TDR. Se puede apreciar que los dos resultados son coherentes, aunque la posición de los psicrómetros y los TDR en el perfil de la columna en profundidad es diferente. En la Tabla 9.3, se relacionan los parámetros que definen la curva de retención obtenida a partir de los datos de succión medidos durante el ensayo de saturación. Para el ajuste de los resultados se empleó la ecuación de Van Genuchten (1978), definida en el Capítulo 6 como la ecuación 6.2. De la curva de retención se observa que el valor de entrada de aire de este material es pequeño, coherente con lo observado en las muestras pequeñas analizadas en el Capítulo 6. La presencia de un bajo valor de entrada de aire facilita la evaporación del agua. 1.00 Succión (MPa) 0.10 0.01 Valor de la succión medida con los psicrómetros Succión medida con los tensiómetros Succión calculada a partir de la humedad medida en el TDR Modelo de Van Genuchten 0.00 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 Grado de saturación Figura 9.15. Curva de retención del ciclo de mojado, elaborada con las medidas de los psicrómetros, tensiómetros y el TDR utilizados durante el proceso de saturación de la columna de residuos. Tabla 9.3. Valores de Po y λ obtenidos del ajuste de la curva de retención (Figura 9.15). Índice de poros (e) 1.78-1.94 Ensayo Humedecimiento Po (MPa) 0.109 λ 0.379 �Capítulo 9. Influencia del comportamiento hidromecánico de los residuos en el flujo y transporte 348 Si se superponen los resultados de las curvas de retención durante los ciclos de mojados obtenidas en los ensayos realizados con muestras pequeñas y analizados en el Capítulo 6 y los medidos en la columna grande durante el proceso de saturación, se puede apreciar la coherencia de los resultados obtenidos (Figura 9.16). La diferencia que se aprecia, es debido a que el índice de poros (e) de la columna grande no es completamente homogéneo y en cada uno de los puntos medidos es ligeramente inferior que las muestras estudiadas en el laboratorio. 1.00 Succión (MPa) 0.10 0.01 Valor de la succión medido con los psicrómetros Succión calculada a partir de la humedad medida con TDR Succión medida con los tensiómetros Modelo de Van Genuchten 0.00 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 Grado de saturación Figura 9.16. Curva de retención del ciclo de mojado, elaborada con las medidas del psicrómetro sobre muestras individuales y la obtenida en la columna durante la saturación. Si se representan las medidas de los diferentes sensores (TDR, psicrómetros e higrómetros) obtenidas durante el procesos de saturación de la columna de residuos expresadas en contenido volumétrico de agua, se puede obtener el perfil de humedades en la vertical (Figura 9.17). En los perfiles de humedad para diferentes intervalos de tiempo, se aprecia con mayor claridad la existencia de flujo en las dos direcciones, debido a que el agua que circula por los caminos preferentes llega a la parte baja de la muestra y al encontrar la piedra porosa se satura y permite una distribución uniforme en la base de la muestra, que facilita el flujo ascendente debido a los gradientes de succión (Figura 9.14 y 9.17) �Capítulo 9. Influencia del comportamiento hidromecánico de los residuos en el flujo y transporte 349 0 Tiempo en minutos t=0 -5 V TDR-1 t=6 Profundidad (cm) t=15 -10 V Sp1 Sp2 -15 t=24 t=159 TDR-2 t=297 t=507 -20 Sp3 t=607 t=667 Sp4 -25 t=737 TDR-3 t=1057 t=1077 -30 15 20 25 30 35 40 45 50 Humedad (%) Figura 9.17. Perfil de humedad en profundidad a diferentes intervalos de tiempo en la columna de residuos durante el proceso de saturación. En la Figura 9.18, se puede observar que la diferencia de temperatura entre la parte superior de la columna y el termómetro situado a –26.5cm, es algo menor de cuatro grados con relación a la temperatura impuesta en superficie (26±0.5 oC). Además, es posible observar en los termómetros situados a mayor profundidad (T3 y T4) el efecto de los ciclos de temperatura debido al día y la noche. Es de señalar que este efecto puede ser eliminado de dos maneras: I) creando una capa de aislamiento entre la columna y el medio exterior y II) realizando el ensayo en un laboratorio con temperatura controlada. Esta diferencia de temperatura puede crear un flujo de vapor desde la parte superior de la columna (más caliente), hacia la parte inferior más fría. Sin embargo dada la pequeña diferencia de temperatura y el bajo valor de la temperatura media (25 oC), el valor de este flujo puede considerarse despreciable frente al flujo de agua en estado líquido por gradiente de succión. Durante el ensayo de saturación de la columna llena con los residuos del proceso ACL se experimentó una consolidación del material (Figura 9.19), donde se puede apreciar una reducción en la altura de la columna de 2.5 mm. Estos resultados son coherentes con lo observado con anterioridad en los ensayos de colapso con el residuo ACL en edómetros convencionales analizados en el Capítulo 6. �Capítulo 9. Influencia del comportamiento hidromecánico de los residuos en el flujo y transporte 350 28 27 Termómetro en la superficie de la muestra Termómetro en la superficied de la muestra Ts 26 Temperatura oC 25 T3 Termómetro a la profundidad de-19.36 cm 24 T4 23 Termómetro a la profundidad de -26.5 cm 22 Día Noche 21 20 200 700 1200 1700 2200 2700 3200 Tiempo (min) Figura 9.18. Evolución de la temperatura en profundidad en la columna de residuos. Tiempo (min) 1 10 100 1000 10000 0.0 1.0 ( ) Asiento (mm) 0.5 1.5 2.0 2.5 3.0 Figura 9.19. Consolidación del material de la columna durante la saturación. Como resultado final del proceso de montaje y saturación se obtuvo una columna de 12 capas con 31.5 cm de altura, 637.94 cm2 de área, una porosidad media de 0.65 y un volumen de poros equivalente a 13.302 litros de agua. La masa de residuos sólidos es 27.6 Kg, el diámetro 28.5 cm y la densidad seca media es de 1.36 g/cm3. �Capítulo 9. Influencia del comportamiento hidromecánico de los residuos en el flujo y transporte 351 9.3.4. Ensayo de permeabilidad El ensayo de permeabilidad se efectúa a gradiente constante (i=1.1) y con control del volumen de agua que sale de la muestra en función del tiempo. La obtención de una línea recta que relaciona el volumen de agua que sale de la columna en función del tiempo con una correlación de 0.99 es un buen indicativo de que la columna es físicamente estable, no hay variación de sus propiedades físico-mecánicas, ni de la permeabilidad, ni del caudal. Como se puede ver en la Figura 9.20, la permeabilidad del medio es del orden de 5.26x10-6 m/s, lo que muestra que es muy superior a la del medio poroso, que es del orden de 10-8 m/s (Capítulo 6). La obtención de una permeabilidad mayor a la del medio poroso es un indicativo de la existencia de un flujo preferencial. Este valor de la permeabilidad corrobora los resultados de la variación de humedad medida con los TDR durante el proceso de saturación (Figura 9.12) y la variación de la succión medida con el psicrómetro en profundidad (Figura 9.15). Volumen de agua (cm3) 60000 50000 L=31.5 cm Diámetro =28.5 cm Gradiente 1.1 40000 30000 V = 17.77t + 455.12 R2 = 0.999 20000 k=5.26 x 10-6 m/s 10000 0 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 Tiempo( min) Figura 9.20. Resultados del ensayo de permeabilidad realizado en la columna para flujo estacionario y gradiente hidráulico constante. Si superponemos en una misma gráfica los resultados de la permeabilidad obtenida en: I) la columna grande, II) las muestras continuas, III) muestras estratificadas y agrietadas ensayadas en el equipo triaxial y IV) muestras continuas ensayadas a carga constante, se observa que los resultados del ensayo de flujo en la columna de residuo de gran diámetro con presencia de grietas de desecación y estratificación son coherentes con los resultados de la permeabilidad de las muestras agrietadas ensayadas en el equipo �Capítulo 9. Influencia del comportamiento hidromecánico de los residuos en el flujo y transporte 352 triaxial (Figura 9.21). El valor de la permeabilidad medido en la columna grande resulta algo mayor que la estimada a partir de las medidas en probetas de 100 mm de diámetro formados por capas de 20 mm. Esto puede ser debido a un efecto de escala, dado que la columna grande tiene un volumen más de 20 veces superior al de las probetas ensayadas en el equipo triaxial. En la Figura 9.21 se puede ver que el valor de la permeabilidad en la columna de gran diámetro es algo mayor que el de las capas pequeñas ensayadas en la cámara triaxial, para un mismo valor de porosidad. La diferencia entre los valores de la permeabilidad puede ser debida al factor escala. 1.E-05 kk (más) (m/s) 1.E-06 1.E-07 1.E-08 1.E-09 1.E-10 0.50 0.55 0.60 0.65 0.70 0.75 0.80 Porosidad Muestra continua ensayo cámara triaxial: altura total 120 mm y diámetro 100 mm Muestra continua ensayo a carga constante: altura total 50 mm y diámetro 50 mm Muestra en capas agrietadas h=10 mm ensayada en cámara triaxial: altura total 120 mm y díámetro 100 mm Muestras en capas agrietadas h=20 mm ensayo cámara triaxial: altura total 120 mm y diámetro 100 mm Muestra en capas agrietadas h=40 mm ensayada en cámara triaxial: altura total =120 mm y diámetro 100 mm Columna gran diámetro en capas agrietadas altura media por capa 25 mm: altura total 315 mm y diámetro 285 mm Figura 9.21. Representación de los resultados de los diferentes ensayos de permeabilidad realizados en la investigación. La influencia de las grietas de desecación en las medidas obtenidas de la permeabilidad son coherentes con los estudios en arcillas glaciares de Mackay et al., (1993) y Mackay and Fredericia, (1995). En estos trabajos se obtienen diferencias de los valores de permeabilidad de más de 3 órdenes de magnitud entre el medio poroso fisurado con las grietas rellenas y el medio poroso homogéneo. �Capítulo 9. Influencia del comportamiento hidromecánico de los residuos en el flujo y transporte 353 9.4. Ensayos de flujo y transporte de solutos por la columna de residuo 9.4.1. Ensayo de flujo y transporte con el trazador PFBA Con el objetivo de estudiar los efectos de la existencia de flujo preferencial debido a la existencia de grietas de desecación y estratificación en las muestras de residuo observados en el proceso de saturación de la columna se realizó un ensayo de flujo y transporte con el trazador conservativo pentafluorbenzoato (PFBA) lo que permite controlar el tiempo de tránsito a través del medio poroso. Para poder comparar los resultados con los ensayos de flujo y transporte de soluto por el medio poroso se aplicó un pulso de 0.041 volúmenes de poros (equivalente a un volumen de solución de 0.55 litros) con una concentración de 20 mM. Este volumen de agua equivale a una lámina de 8 mm de altura en toda la superficie de la muestra. La velocidad media del flujo en la columna obtenida a partir de los ensayos de permeabilidad fue de 2.6 cm/h (Tabla 9.4). Los resultados muestran que la llegada del soluto es más rápida que lo observado en los ensayos de flujo y transporte de soluto en los ensayos de flujo en columna con HPLC realizados en muestras de residuo homogéneas, y en condiciones de presión atmosférica y temperatura de laboratorio analizados con anterioridad en el Capítulo 7. En la Figura 9.22, se observa que la curva de llegada es asimétrica y con una gran cola, así como que el pico de máxima concentración de la masa se encuentra muy desplazado hacia la izquierda, indicativo de la presencia de procesos físicos de no-equilibrio, como mal empaquetamiento de la columna o la existencia de flujo preferencial en el medio. En este caso es debido a la existencia de discontinuidades ocasionadas por las grietas de desecación. �Capítulo 9. Influencia del comportamiento hidromecánico de los residuos en el flujo y transporte 354 PFBA Cw/Co 0.03 0.02 0.01 0.00 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5 Pv Figura 9.22. Curva de llegada del PFBA en el ensayo de flujo y transporte realizado en la columna de residuo con grietas de desecación y estratificación. Ancho de pulso (AP=0.041VP), velocidad 2.6 cm/h. Si superponemos los resultados del flujo y transporte por el medio poroso homogéneo y los del ensayo de la columna de residuo con presencia de estratificación y grietas de desecación, se puede comprobar la existencia de comportamientos muy diferentes en ambos casos (Figura 9.23). La dispersión en la columna de residuo agrietada es mucho mayor que en la columna con flujo por el medio poroso. 0.05 Columna de residuos en capas agrietadas de h=25.5 mm y porosidad del 65% 0.04 Columna de residuos homogéneos y porosidad del 65% Cw/Co 0.03 0.02 0.01 0.00 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5 Volumen de poros Figura 9.23. Representación del ensayo de trazador en el medio poroso homogéneo y de la columna con presencia de flujo preferencial. Ambos ensayos se han realizado para un mismo ancho de pulso (AP=0.041 Vp) y una misma velocidad (v=2.6 cm/h). �Capítulo 9. Influencia del comportamiento hidromecánico de los residuos en el flujo y transporte 355 Tabla 9.4. Análisis de la curva de paso del trazador PFBA. Residuo Longitud de la columna (cm) ACL Medio poroso Velocidad (cm/h) 31.5 Homogéneo Agrietado Ancho del pulso (Vp) 2.6 2.6 Centro de la masa (Vp) 0.041 0.041 Pico máximo (Vp) 1.09 1.51 1.03 0.71 9.4.2. Ensayo de flujo y transporte de Ni(II) En el ensayo de flujo y transporte de Ni(II) por la columna de residuo agrietada y con estratificación se ha realizado con las mismas condiciones del ensayo de trazador (Tabla 9.5). Para ello se aplicó un pulso de 10 volúmenes de poros con una concentración en la solución de 417 mg/L. Los resultados de la curva de llegada del Ni normalizados se muestran en la Figura 9.24. En la curva se puede observar que la pendiente de salida crece rápidamente en concentración y que una vez finalizado el pulso (AP=10 Vp) ésta decrece más lentamente y con una gran cola. La presencia de Ni(II) en el efluente ocurre prácticamente para 9 Vp (Figura 9.24). Sin embargo, si el flujo se desarrollara por el medio poroso, el valor del factor de retardo (R) calculado para la porosidad media de la columna (0.65) se correspondería con un valor mayor a los 14 Vp, como se muestra en la Figura 9.25. 0.25 Ni(II) 0.2 Cw/Co 0.15 0.1 0.05 0 8 9 10 11 12 13 14 15 16 Volumen de poro Figura 9.24. Curva de llegada del Ni en el ensayo de flujo realizado en la columna de residuos con grietas de desecación y estratificación. Ap=10, v=2.6 cm/h, L=31.5 cm. �Capítulo 9. Influencia del comportamiento hidromecánico de los residuos en el flujo y transporte 356 Si se superponen en una misma gráfica los resultados de los ensayos de flujo y transporte del Ni por el medio poroso homogéneo, con las mismas características de porosidad media que la de la columna de residuo agrietada y los resultados de la columna grande de residuo con presencia de flujo preferencial debido a las grietas de desecación, se puede comprobar que los resultados del ensayo de flujo y transporte del Ni por la columna de residuo grande con estratificación y grietas de desecación, muestran un comportamiento claramente diferente con un menor tiempo de tránsito del soluto por el medio poroso, lo que es un indicativo de la existencia de un flujo preferente (Figura 9.25). 1 Diferencia en la salida del Ni en el efluente de las dos columnas Cw/Co 0.8 0.6 0.4 0.2 0 0 5 10 15 20 25 30 Volumen de poros Columna de residuos agrietada en capas de h=25.5 mm, porosidad media del 65% Columna de material homogéneo, porosidad del 65% Figura 9.25. Curvas de llegada del ensayo de flujo y transporte de Ni por el medio poroso y por la columna de residuo con grietas de desecación. En ambos casos se empleó la misma concentración inicial (Co=477 mg/L), la misma velocidad (v=2.6) cm/h. El ancho del pulso en el medio poroso es de 15 Vp y en la columna agrietada es de 10 Vp. Tabla 9.5. Análisis de la curva de llegada del Ni. Residuo Longitud de Diámetro Medio la columna (cm) poroso (cm) ACL 31.5 28.5 Homogéneo Agrietado Velocidad (cm/h) 2.6 2.6 Ancho del pulso (Vp) 15 10 Pico máximo (Vp) 10.2 15.2 Sa (mg/kg) 2742 2246 De acuerdo con los resultados obtenidos, la mayor parte de la masa de Ni inyectada ha quedado retenida en la matriz sólida de la columna de residuos. La determinación de la masa adsorbida de níquel en la matriz del medio poroso se realizó en tres puntos de cada una de las capas que conforman la columna de residuos agrietados (Figuras 9.6 y 9.26). El muestreo se realizó en tres perfiles siempre a una misma distancia de la parte exterior de la muestra. Los perfiles A y C tomados a 5 cm de la pared de la columna de residuos �Capítulo 9. Influencia del comportamiento hidromecánico de los residuos en el flujo y transporte 357 y un perfil B tomado en el centro (Figura 9.6). En cada uno de estos puntos se determinó la masa adsorbida en miligramos de soluto por quilogramos de residuo (Tabla 9.6). En la Figura 9.26 se puede ver como la masa de Ni adsorbida en la capa 12 (que no presenta fisuras) y la 11 (que es la que se encuentra a continuación) es muy uniforme en los tres puntos analizados. Esta alta concentración en las capas 11 y 12 se debe a que son las capas más afectadas por la entrada de soluto al sistema y la componente del flujo por el medio poroso es la más importante pues la capa 12 cubre toda el área de entrada. En el caso de la capa 12 la entrada del soluto se produce de acuerdo al modelo del flujo de pistón. En el caso del resto de las capas se puede ver una gran diferencia entre los puntos situados cerca de las fisuras y los alejados de éstas (Tabla 9.6, Figura 9.26). La masa de Ni adsorbida por el residuo se concentra en el área próxima a las zonas agrietadas, disminuyendo exponencialmente en la medida que nos alejamos de la zona de fractura (Figura 9.27). Del análisis de los resultados se desprende que la concentración depende de la distancia del punto de muestreo a la zona de fisura, y que son las fisuras al parecer las que controlan el flujo y transporte de solutos para la columna estudiada. Por otra parte la Figura 9.27 indica que el residuo todavía era capaz de retener una cantidad importante de Ni ya que en las zonas alejadas más de 2 cm de la zona de fractura la concentración era muy baja. En este caso puede considerarse que el proceso principal que condiciona la adsorción del Ni en la matriz del medio poroso es la fuerza electrostática de las partículas sólidas (potencial zeta), al igual que en el caso de los ensayos Batch y flujo y transporte en el medio poroso homogéneo. El análisis mineralógico de las muestras, y el análisis bajo el microscopio electrónico, no muestran la existencia de precipitados, ni nuevos minerales formados. Al parecer en el proceso de adsorción la componente química es muy pequeña en comparación con los procesos físicos de adsorción. �0 2000 1000 1000 Capa 4 C A Punto A B Punto B Punto A A Punto C 0 C Punto C Punto B B 4000 2000 1000 0 Sa (mg/kg) Sa (mg/kg) 3000 3000 2000 1000 C 3000 2000 1000 0 0 B C Capa 6 4000 A B Capa 5 4000 Punto C 2000 0 A Punto B Punto A 3000 Punto C 1000 3000 Punto B 2000 4000 Sa (mg/kg) Sa (mg/kg) 3000 Punto A Punto C 4000 4000 Sa (mg/kg) Capa 12 Capa 11 Capa 10 Sa (mg/kg) Punto B Punto A Punto C Punto B Punto A Capítulo 9. Influencia del comportamiento hidromecánico de los residuos en el flujo y transporte 358 A B C A B Figura 9.26. Masa adsorbida de Ni en tres puntos pertenecientes a diferentes capas de la columna de residuo. C �Capítulo 9. Influencia del comportamiento hidromecánico de los residuos en el flujo y transporte 359 4000 Puntos A Puntos B Puntos C Sa (mg/kg) 3000 2000 y = 4546.4e-1.9578x R2 = 0.83 1000 0 0 1 2 3 Distancia a la grieta (cm) 4 5 Figura 9.27. Concentración de Ni(II) en los diferentes puntos analizados con respecto a su distancia a la grieta. Tabla 9.6. Masa de Ni(II) adsorbida en cada una de las capas que conforman la muestra de residuo respecto a la distancia del punto de muestreo a la zona de fisuras. Co=417 mg/L de Ni(II), Sa: masa de soluto adsorbida. Puntos Capa 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 A B Distancia Sa Distancia a la grieta (cm) (mg/Kg) a la grieta (cm) 2.64 10.10 2.90 0.79 882.80 1.32 0.26 2972.97 3.43 0.26 3362.90 0.21 4.22 2.60 2.90 2.58 20.20 0.06 2.90 162.00 0.53 1.06 592.00 0.05 3.93 72.05 0.79 2.11 102.00 0.26 1.32 492.04 0.26 3293.50 C Sa Distancia Sa (mg/Kg) a la grieta (cm) (mg/Kg) 2.78 1.58 192.52 642.54 2.38 172.25 72.91 2.64 232.45 3202.56 0.05 3612.52 4.25 0.79 702.62 3782.12 1.32 392.25 1662.11 2.11 9.87 3962.59 2.11 232.23 1262.00 0.26 2502.78 2842.36 1.32 192.56 2442.28 0.79 1192.33 3197.20 3129.39 9.4.3. Ensayo de flujo y transporte con un trazador fosforescente (fluoresceína sódica) Con el propósito de comprobar si el flujo y transporte preferencial de soluto era controlado por las grietas de desecación rellenas del propio residuo, como indican los resultados del ensayo de flujo y transporte con el Ni, se efectuó un ensayo de trazador con fluoresceína sódica. La fluoresceína sódica ha sido usada por otros investigadores (Iqbal, 1999; Jorgensen et al., 1998) para identificar la existencia de flujo preferencial debido a que estos trazadores fosforescentes tiñen o marcan las zonas por donde pasan y �Capítulo 9. Influencia del comportamiento hidromecánico de los residuos en el flujo y transporte 360 no es muy fácil que la existencia de un tiempo prolongado de flujo pueda lavar todo el color fijado en las partículas. El agua usada para preparar la solución de trazador contiene la misma solución electrolítica empleada en los ensayos de flujo y transporte de metales y PFBA, con una concentración en la solución de fluoresceína sódica de 2500 mg/L. El volumen de agua inyectado fue de un litro (1 L). El ensayo de flujo y transporte de la fluoresceína sódica se realizó con las mismas características de velocidad que el ensayo de flujo y transporte con el Ni y el PFBA (Tabla 9.7). Tabla 9.7. Datos del ensayo con la fluoresceína sódica. Residuo Longitud de la columna (cm) ACL 31.5 Diámetro (cm) Medio poroso 28.5 Agrietado Velocidad (cm/h) Ancho del pulso (Vp) 2.6 0.13 Concentración inicial (Co) (mg/L) 2500 Una vez desmontada y cortada la columna las zonas teñidas con fluoresceína se distinguen cuando son examinadas con una lámpara de luz ultravioleta (UV). Se pueden observar y fotografiar las zonas tintadas siempre y cuando se disponga de la cámara fotográfica adecuada, pues requiere de un elevado tiempo de exposición de la película y la utilización de un filtro que sea capaz de captar el reflejo de la luz. La foto se ha de realizar a oscuras al menos para el caso que nos ocupa (Foto 9.3). Las áreas de mayor concentración de fluoresceína sódica se correspondían con las zonas de mayor fosforescencia; con el reconocimiento de la superficie fracturada de la columna se ha observado que estas zonas coinciden con los principales sectores de distribución de las grietas, documentadas en cada capa durante el proceso de formación de las grietas de desecación, cuando se realizó el montaje por capas de la columna (Figura 9.6 y 9.7; Foto 9.3). Asimismo se pudo observar la existencia de una variación considerable de la intensidad de reflejo fosforescente de las zonas de grietas a las no agrietadas. El área de más concentración de la fluoresceína se corresponde con el área central de la muestra, que coincide con el área de mayor interconexión de las zonas agrietadas de las diferentes capas (Figura 9.7). No se observó la existencia de flujo preferente por las �Capítulo 9. Influencia del comportamiento hidromecánico de los residuos en el flujo y transporte 361 paredes de la columna al desmontar la membrana que la recubre. El uso de la membrana cubierta con grasa de silicona para evitar el flujo preferente por las paredes del residuo constituye por tanto un buen método para evitar la circulación de la solución acuosa durante la realización de los ensayos. Los resultados que se observan en la distribución de la fluoresceína sódica confirman los resultados de los ensayos de saturación obtenidos con el uso de los TDR, los valores de la variación de la succión, los de flujo y transporte de soluto no reactivo con el trazador PFBA y el de flujo y transporte reactivo realizado con el Ni. Foto 9.3. Aspecto de una sección de la columna después de realizar el experimento con la fluoresceína sódica. Los resultados obtenidos en la realización de los experimentos de flujo y de flujo y transporte en las muestras de residuos agrietadas y con estratificación son coherentes �Capítulo 9. Influencia del comportamiento hidromecánico de los residuos en el flujo y transporte 362 con los trabajos de Bronswijk, (1988); Drumm et al., (1997); Jorgensen et al., (1998) en suelos naturales. En todos estos trabajos se ha observado que el flujo está afectado por la presencia de grietas de desecación. Drumm et al., (1997) comprobó en arcillas un incremento de la conductividad hidráulica de tres órdenes de magnitud con respecto al medio poroso sin agrietar. Jorgensen et al., (1998) observó en ensayos de flujo y transporte de plaguicidas y de cloruro en una columna de arcillas con presencia de grietas (rellenas del mismo material que el material que forma el medio poroso) que el tiempo de tránsito de dichos solutos era mucho menor que el del medio poroso y que el valor de la permeabilidad del material agrietado era varios órdenes de magnitud mayor que en el medio poroso no agrietado. 9.5. Modelación de los resultados de los ensayos de flujo y transporte 9.5.1. Modelación de los ensayos con el trazador PFBA En este apartado analizaremos el resultado de la simulación utilizando el modelo de “Dos sitios” considerando los resultados del flujo y transporte en el medio homogéneo y la columna con presencia de flujo preferencial, medio heterogéneo. En la Figura 9.28 se aprecia que el modelo reproduce el ensayo de flujo y transporte del PFBA en el medio poroso, pero sin embargo es incapaz de reproducir el ensayo de la columna con presencia de grietas y estratificación considerando los mismos parámetros de entrada. Este hecho se debe a que el flujo y el transporte del PFBA en la columna agrietada se desarrollan por flujo advectivo a través de la fractura y difusión en la matriz. El flujo preferencial por la fractura provoca una disminución considerable en el tiempo de tránsito de soluto por el medio poroso. �Capítulo 9. Influencia del comportamiento hidromecánico de los residuos en el flujo y transporte 363 0.05 Columna de residuos homogéneos y porosidad del 65% A 0.04 Modelo Ensayo PFBA R =1 Ap =0.041 P =10 v =2.6 m/s Cw/Co 0.03 0.02 0.01 0.00 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 Volumen de poros 0.05 Columna de residuos en capas agrietadas y porosidad del 65% B 0.04 Modelo Ensayo con PFBA R =1 Ap =0.041 P =10 v =2.6 m/s Cw/Co 0.03 0.02 0.01 0.00 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 Volumen de poros Figura 9.28. Resultados de la modelación de los ensayos de flujo y transporte con el trazador PFBA. A) Columna con medio poroso homogéneo. B) Columna con grietas de desecación y estratificación. 9.5.2. Modelación de los ensayos de flujo y transporte con el Ni En el caso del flujo y el transporte del Ni por el medio poroso homogéneo los modelos de “Dos sitios” reproducen muy bien la curva de llegada del Ni. Sin embargo, en el caso del ensayo del flujo y transporte de Ni en la columna con grietas de desecación el modelo no reproduce la curva de llegada del Ni, considerando los mismos parámetros que en el ensayo anterior. �Capítulo 9. Influencia del comportamiento hidromecánico de los residuos en el flujo y transporte 364 1.0 Parámetros del modelo de flujo y transporte P=10 R=16 β=0.8 w =2 Ap =15 n =0.15 Cw/Co 0.8 0.6 0.4 0.2 0.0 0 5 10 15 20 25 30 35 40 Volumen de poros Columna de material homogéneo, porosidad del 65% Modelo 0.3 Parámetros del modelo de flujo y transporte P =10 R =16 β =0.8 w =2 Ap =15 n =0.15 Cw/Co 0.2 0.1 0.0 0 5 10 15 20 25 30 35 40 Volumen de poros Columna de residuos en capas de h=25.5 mm agrietadas , porosidad media del 65% Modelo Figura 9.29. Resultados de la modelación de los ensayos de flujo y transporte con Ni. A) Columna con medio poroso homogéneo. B) Columna con grietas de desecación y estratificación. Si consideramos la hipótesis del modelo de dos regiones donde existe en el medio poroso un agua móvil y otra inmóvil, se puede realizar la simulación del ensayo de flujo y transporte con el Ni, si se considera que el valor de β (que representa en estos modelos la fracción de agua en movimiento en el medio poroso) cuando el flujo es preferente es muy inferior al del medio homogéneo. Entonces, si se realiza la modelación con los mismos parámetros del medio homogéneo para el ensayo de flujo y transporte con proceso de adsorción-desorción de Ni y sólo se varía el valor de β, se obtiene una curva que presenta la misma tendencia que la obtenida en el ensayo, lo que constituye un indicativo de que en la columna agrietada existe un flujo preferencial y que a efectos �Capítulo 9. Influencia del comportamiento hidromecánico de los residuos en el flujo y transporte 365 reales el agua que circula por el medio poroso se mueve a una velocidad muy inferior al agua que circula por las fracturas (Figura 9.30). 0.3 Parámetros del modelo de flujo y transporte P =10 R =16 β =0.19 w =2 Ap =15 n =0.15 Cw/Co 0.2 0.1 0.0 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 Volumen de poros Columna de residuosen capas de h=25.5 mm agrietadas, porosidad media del 65% Modelo Figura 9.30. Resultados de la modelación de los ensayos de flujo y transporte con Ni, variando el parámetro β. El hecho de que los modelos de “Dos Sitios” no reproduzcan los resultados del ensayo de flujo y transporte de soluto tanto conservativo como no conservativo en el caso de la columna con grietas de desecación, se debe a que están formulados para el flujo en el medio poroso homogéneo, sin tener en cuenta la existencia de flujo preferencial. 9.6. Conclusiones - El equipo desarrollado permite la simulación de procesos de desecación, retracción, infiltración vertical, imposición de gradientes térmicos, control del contenido volumétrico de agua, succión, humedad relativa y recogida del efluente para su posterior análisis. Considerando los resultados puede ser de gran utilidad en el estudio de flujo y flujo y transporte de contaminantes. Este equipo es de gran versatilidad y su diseño puede ser adaptado a diferentes condiciones, dependiendo del objetivo del trabajo que se desee realizar (ver Capítulo 3). - El uso de los diferentes sensores (TDR, higrómetros, termómetros, psicrómetros, electroválvulas y célula de carga) en el estudio de los procesos hidromecánicos que se desarrollan en el medio poroso, sirven para controlar la evolución de los diferentes parámetros del medio poroso con resultados que presentan un error medio del 2% en el �Capítulo 9. Influencia del comportamiento hidromecánico de los residuos en el flujo y transporte 366 contenido volumétrico de agua, un 5% en la humedad relativa y un 2% en la medida de la evaporación por pérdida de peso. - El uso de la instrumentación antes mencionada ha permitido verificar la existencia de flujo preferencial en el medio poroso estudiado (residuos mineros). El agua a través de las fisuras llega a la placa porosa inferior antes de saturar el centro de la columna, a partir de ese momento se produce un ascenso del agua desde la base hacia el interior de la columna por el efecto de la succión. - Las grietas de desecación en las diferentes capas de residuo aparecen para valores de saturación muy altos, superiores al 85%. La retracción vertical por secado representa una deformación vertical del orden del 8.5%. - La disposición de las grietas en cada capa es independiente de las capas que la rodean. Sin embargo, la geometría circular de la sección de la columna tiende a favorecer que la comunicación entre las fisuras de dos capas adyacentes esté más concentrada cerca del eje de la columna. - Los resultados de los ensayos de permeabilidad muestran que las grietas de desecación incrementan la permeabilidad casi tres órdenes de magnitud con relación a la del medio poroso homogéneo. Este es un aspecto de extraordinaria importancia en la hidrogeología, pues disminuye el tiempo de tránsito de los contaminantes por el medio poroso incrementando el riesgo de contaminación de los acuíferos. - Los resultados del análisis de la masa adsorbida (concentración) de Ni en las diferentes capas de residuo muestran una estrecha relación con las áreas de agrietamiento dentro de las capas que conforman la columna de residuo. Se puede comprobar que la masa de Ni adsorbida decrece exponencialmente con la distancia a que se encuentre el punto analizado respecto a la zona de fractura más cercana. La masa media de Ni adsorbida en la columna fisurada ha sido de 2246 mg/kg, mientras que en la columna sin fisuras ha sido de 2742 mg/kg. La distribución de la masa de Ni adsorbida indica que todavía era posible retener más Ni en la matriz de la columna, considerando los resultados del proceso de adsorción en el medio poroso. �Capítulo 9. Influencia del comportamiento hidromecánico de los residuos en el flujo y transporte 367 - La adsorción del níquel al parecer es principalmente física debido a la carga electrostática de las partículas sólidas, al igual que en los ensayos Batch y de flujo y transporte realizados en el medio poroso homogéneo. El hecho de no observar precipitados en las muestras de residuos analizadas bajo el microscopio electrónico con análisis de partículas corrobora que la adsorción es principalmente física. - Los ensayos con el trazador fosforescente muestran la existencia de zonas preferenciales de flujo asociadas a las áreas de agrietamiento de las diferentes capas de residuo que conforman la muestra. - El flujo y transporte de solutos en los residuos mineros estudiados en los experimentos de laboratorio están controlados por las grietas de desecación. La conductividad hidráulica saturada aumenta en casi tres órdenes de magnitud con relación a la del medio poroso, para las condiciones de ensayo y las características de las muestras analizadas. - Los resultados del ensayo de flujo y transporte empleando solutos no reactivos y solutos reactivos son coherentes con el modelo conceptual de flujo advectivo a través de las fracturas, combinado con el flujo por difusión en la matriz de las zonas cercanas a las fisuras del medio poroso no agrietado, como se observa en la distribución de la masa de Ni adsorbida por la matriz del medio poroso (Figura 9.27) y la distribución de la fluoresceína (Foto 9.3). - El hecho de que las grietas de desecación desempeñen un papel muy importante en el proceso de flujo y transporte de solutos, es un aspecto a tener en cuenta en el caso del diseño y construcción de las balsas de residuos mineros. Por ello sería recomendable que por lo menos durante el proceso inicial de almacenaje de los residuos minerometalúrgicos se evitara, dentro de lo posible, el proceso de agrietamiento por desecación de las capas inferiores. - Los modelos de “Dos sitios” utilizados reproducen muy bien el flujo y el transporte de solutos en los residuos cuando el medio poroso es homogéneo, sin embargo, no lo reproducen si en el medio existe flujo preferencial, debido a las grietas de desecación, considerando los mismos parámetros utilizados para la modelación del medio poroso. �Capítulo 10. Conclusiones 369 Capítulo 10. CONCLUSIONES GENERALES Y FUTURAS LÍNEAS DE INVESTIGACIÓN La investigación ha permitido avanzar en el conocimiento del impacto ambiental de las actividades minero-metalúrgicas y en el estudio del comportamiento hidromecánico de los residuos minero-metalúrgicos y su influencia en el flujo y transporte de contaminantes. Los resultados obtenidos muestran la interrelación del comportamiento hidromecánico de los medios porosos y las diferentes disciplinas de las ciencias de la tierra entre las que se encuentran, geología, geotecnia, hidrología superficial y subterránea, química, geoquímica y medio ambiente en general. Por lo que para una mejor comprensión de los mismos analizaremos por separado cada uno de los resultados y finalmente las conclusiones generales del trabajo y las futuras líneas de investigación. Los residuos minero-metalúrgicos en los que se centra esta investigación son prácticamente desconocidos en cuanto a sus propiedades físico-mecánicas, mientras que el comportamiento hidromecánico y sus características geoquímicas no habían sido evaluados. Los estudios realizados en la zona y otras áreas del mundo donde se presentan residuos similares se han centrado fundamentalmente en: I) la posible aplicación como materia prima en la industria metalúrgica (composición mineralógica y posible tratamiento metalúrgico, ver capítulo 2, apartado 2.6) y II) sus propiedades físico-mecánicas. 10.1. Equipos experimentales El desarrollo de los equipos experimentales ha permitido disponer de información del comportamiento hidromecánico de los residuos minero-metalúrgicos, así como poder realizar los ensayos de flujo y transporte de solutos en condiciones muy controladas. Es de señalar que estos equipos han tenido que ser construidos porque no existen en el mercado y fabricarlos por encargo es extremadamente caro. - La construcción de los “recipientes” para la realización de los ensayos de retracción de los residuos permitió disponer de información sobre la influencia de las condiciones de �Capítulo 10. Conclusiones 370 contorno sobre el proceso de secado. Además, permitió evaluar como influyen las características de las muestras sobre la distribución de las fisuras. - La construcción de un equipo para determinar la “tracción directa” del residuo en función del grado de saturación permite conocer que en el caso de los residuos ésta presenta un valor significativo. Su conocimiento es de gran interés en el estudio del comportamiento hidromecánico de estos materiales y en el estudio de la formación de grietas por desecación. - La construcción de las “columnas” de pequeño diámetro sirve para empaquetar los residuos a diferentes densidades y poder realizar ensayos de flujo y transporte de solutos reactivos evitando la existencia del efecto redox. Estas columnas permiten realizar ensayos de flujo y transporte de solutos a diferentes valores de presión (0 a 250 bares). - El equipo desarrollado (“Columna instrumentada para el estudio hidromecánico y flujo y transporte con adquisición de datos en continuo”) permite realizar estudios del comportamiento hidromecánico de los medios porosos con control de los diferentes parámetros (la temperatura, la humedad relativa, la succión, el contenido volumétrico de agua, la pérdida de peso por evaporación, etc.) que condicionan el comportamiento de los residuos sometidos a procesos de secado por evaporación. Además, los resultados obtenidos del control de estos parámetros de manera conjunta son coherentes con los resultados de los ensayos de caracterización hidromecánica realizados en muestras pequeñas (Capítulo 6), mostrando la versatilidad y fiabilidad del equipo en este tipo de estudios. 10.2. Hidrología superficial y subterránea De acuerdo con la composición química de los elementos mayoritarios en las aguas superficiales y subterráneas es posible diferenciar dos tipos de agua: aguas bicarbonatadomagnésicas para las no contaminadas y sulfatado-magnésicas para las contaminadas. �Capítulo 10. Conclusiones 371 - Las aguas superficiales de la región presentan un elevado grado de contaminación y ninguna de ellas cumple los criterios de potabilidad establecidos por la Organización Mundial de la Salud (O.M.S.). - Los resultados del análisis de la información disponible indican que el nivel de contaminación de las aguas superficiales se ha incrementado a lo largo de las 4 décadas de explotación minero-metalúrgica en el municipio de Moa. - La elevada mineralización de las aguas, la alta concentración de metales pesados y sulfatos en el acuífero aluvial de las terrazas del río Moa, así como, la existencia de un gradiente de las concentraciones de los contaminantes siempre creciente en dirección a la presa de residuos, permite deducir que la contaminación del acuífero se ha producido por la recarga del lixiviado de los residuos que forman la presa. En el proceso de lixiviado el pH de la fase líquida y su composición tienen una acción preponderante. Este proceso ésta favorecido por la existencia de grietas de retracción en la superficie del embalse que pueden constituir vías para el desarrollo de flujo preferencial. - Conociendo que los procesos de contaminación son función de las características de la fuente contaminante y del tiempo de permanencia de los contaminantes en el medio, es previsible que la contaminación del acuífero aluvial continúe aumentando al paso del tiempo, debido al incremento del volumen de residuos vertidos a la presa y a las condiciones climáticas de la región que favorecen la infiltración de las aguas meteóricas. - Los resultados de la modelación geoquímica muestran que las aguas subterráneas de la región están sobresaturadas en hematita y goethita, que constituyen las fases minerales más abundantes del corte laterítico y en la matriz de acuífero aluvial. - El cálculo de las proporciones de mezclas entre las aguas subterráneas del acuífero aluvial y las de lixiviado de la presa de residuos muestra que es muy importante, llegando a ser de un 20% en los pozos cercanos a la presa de residuos. �Capítulo 10. Conclusiones 372 10.3. Características hidromecánicas de los residuos minero-metalúrgicos sólidos - Durante la realización de los experimentos de caracterización físico-mecánica de los residuos mineros se ha podido comprobar que el uso de las técnicas convencionales de caracterización de los suelos naturales da resultados satisfactorios en el estudio y caracterización de los residuos minero-metalúrgicos, a pesar de que muchas de sus propiedades físicas y de resistencia puedan diferir de la de los suelos naturales. - Los estudios de laboratorio muestran que el material de las presas de colas se caracteriza por una granulometría limo-arcillosa y una permeabilidad no saturada muy baja, condicionada por el grado de saturación y la histéresis de los residuos durante los procesos o ciclos de secado y humedecimiento. - Cuando se realiza el secado de una muestra de residuo saturada se producen importantes cambios de volumen y una retracción que es irreversible durante los sucesivos ciclos de secado y humedecimiento. - Los resultados del estudio del comportamiento hidromecánico de los residuos ACL, parámetros de resistencia a la tracción, resistencia a la comprensión, magnitud de la retracción y módulo de deformación, muestran una alta dependencia del grado de saturación, alcanzándose los mayores valores de resistencia a la compresión y la tracción para saturación entre el 80 y 86%. - De acuerdo con los resultados de los diferentes ensayos de secado de las muestras por evaporación, se puede concluir que la velocidad de secado de una muestra depende de la masa de aire que está en contacto con ella y de la renovación del aire. La evaporación es más intensa en la columna grande donde el aire circula por la parte superior de la muestra, que en condiciones de atmósfera de laboratorio abierta y que en los contenedores cerrados para un mismo valor de succión. �Capítulo 10. Conclusiones 373 - Las grietas de desecación se forman para grados de saturación muy altos, independientemente de las condiciones de humedad relativa y de la velocidad a que se realice el secado. Las grietas de desecación originadas durante el primer ciclo de secado no se cierran en los sucesivos ciclos de humedecimiento. - Cuando se coloca material muy húmedo sobre una capa de material agrietado por retracción, este material rellena las fisuras. Sin embargo, cuando se seca nuevamente el conjunto de las paredes de la antigua grieta casi no se mueve pues su retracción es mínima en el segundo secado, pero el nuevo material que ha entrado en su interior retrae considerablemente en su primer secado (Figura 6.11 y 6.17). Este mecanismo facilita la creación de caminos preferenciales para el flujo y transporte de solutos. - El efecto de las grietas de desecación y la presencia de estratificación incrementa la permeabilidad de los residuos en más de dos ordenes de magnitud en comparación con el material no agrietado. 10.4. Ensayos de adsorción y desorción del Cr, Ni y Mn en los residuos mineros. Ensayos Batch y de flujo y transporte - La isoterma de adsorción del Cr y el Mn en los dos residuos (SAL y ACL) es no lineal, mientras que en el Ni se obtiene una isoterma de adsorción no lineal para el residuo ACL y lineal para el residuo SAL. Las isotermas de adsorción no lineal se ajustan al modelo Freundlich (Sa=KfCwn). - La isoterma de desorción es lineal en los tres metales para los dos residuos mostrando la existencia de histéresis en el proceso de sorción. - El transporte de los tres metales (Cr, Ni y Mn) por el medio poroso es retardado principalmente por la adsorción instantánea, debido a las fuerzas electrostáticas de las partículas sólidas que forman la matriz del medio poroso y en menor medida por la capacidad de intercambio de los residuos. �Capítulo 10. Conclusiones 374 - El pH del medio constituye el principal factor que condiciona el proceso de adsorción y la movilidad de los metales. En el caso del Ni y el Mn la adsorción se incrementa para un mayor pH y con el Cr sucede lo contrario. - La adsorción por fuerzas electrostáticas debido a la carga de las partículas sólidas que conforman el medio poroso de los dos residuos es la principal causa de la adsorción de los tres metales. La carga electrostática de cada residuo está condicionada por el pH (potencial zeta o pH al que la carga de los sólidos es cero). - La existencia de un pequeño retardo del momento de pico en las curvas de llegada del trazador PFBA y la presencia de colas es atribuible a la dispersión en la matriz, debido a la fracción de agua que se encuentra en la región inmóvil y a la heterogeneidad del medio poroso. - Las curvas de llegada de los tres metales se caracterizan por la existencia de asimetría y una gran cola evidenciando que el flujo y transporte de estos metales por el medio poroso es no ideal. Este comportamiento se debe a la existencia de un proceso de adsorción no lineal con una marcada histéresis. - El transporte de los tres metales (Cr, Ni y Mn) por el medio poroso es afectado significativamente por la presencia de otros solutos, lo que se pone de manifiesto con una reducción significativa del tiempo de tránsito y especialmente por aquellos que presentan características de adsorción similares (Ni y Mn). Además, reduce la masa de soluto adsorbida, aunque aún sigue siendo mayor que la retenida por diferentes materiales y suelos naturales (Tabla 7.8,7.9,7.10). - El transporte binario del Ni y el Mn a través del residuo ACL experimenta una notable reducción del tiempo de tránsito de este soluto en comparación con los ensayos de solutos realizados por separado. Estos resultados se deben a la competencia que experimentan el Ni �Capítulo 10. Conclusiones 375 y el Mn por los sitios de adsorción. - Los resultados de los ensayos de adsorción Batch y los de flujo realizados a través del medio poroso con un trazador muestran resultados coherentes para predecir el flujo y transporte del Cr, Ni y Mn en los dos residuos. 10.5. Resultados de la modelación numérica del flujo y el transporte de solutos El uso de los modelos de “Dos Sitios” en este trabajo ha permitido obtener resultados coherentes con el modelo conceptual establecido para el flujo y el transporte advectido con difusión en la matriz del medio poroso formado por los residuos. El ajuste de los parámetros del modelo ha resultado relativamente sencillo debido a que inicialmente se tiene información de los ensayos de laboratorio que permiten tener un valor estimado de partida para la realización del ajuste. En el ajuste los coeficientes que controlan los procesos de transferencia de masa han sido los únicos que han tenido que ser ajustados numéricamente, por lo que el verdadero número de parámetros que hay que calibrar es mínimo. Los resultados de la modelación indican que la no-linealidad del proceso de sorción (histéresis) es la principal causa de la existencia de un flujo y transporte de solutos por el medio poroso no ideal. Al parecer esta histéresis del proceso de adsorción está controlada por una adsorción de tipo física donde las fuerzas electrostáticas son las que controlan el proceso, teniendo una menor influencia los procesos de quimisorción. Esto se justifica con el hecho de que los términos fuente sumideros sean prácticamente cero, en la matriz del residuo no se tienen minerales del grupo de las arcillas, ni compuestos húmicos y su capacidad de intercambio es muy baja de 8-10 mg/100 gramos de residuo sólido. A esto hay que añadir además que los análisis por Rx y los del microscopio electrónico no muestran la existencia de minerales neoformados. Los resultados de los modelos y los ensayos de adsorción en Batch son coherentes en cada �Capítulo 10. Conclusiones 376 uno de los metales analizados. - Los resultados de la simulación numérica con los modelos de “Dos sitios” indican que la existencia de un proceso de adsorción no lineal es la causa principal de un transporte de soluto no ideal, caracterizado por la existencia de asimetría y una gran cola, mientras que el tiempo en que ocurre la adsorción y los procesos de quimisorción desempeña un papel secundario. - El factor de retardo (R) del Ni y el Mn en el residuo ACL es mucho mayor que en el residuo SAL. En el caso del Cr sucede lo opuesto, el factor de retardo es mayor en el residuo SAL que en el residuo ACL. Esta diferencia en ambos casos es debida al pH del medio. - Estos modelos permiten simular tanto solutos conservativos como reactivos con adsorción lineal, no lineal y con ausencia de equilibrio, donde el control de la transferencia de masa depende de la cinética de un determinado porcentaje de los sitios de adsorción. - El uso de otros modelos que consideran equilibrio local e isoterma de adsorción lineal no da buenos resultados en el ajuste de los experimentos realizados en esta investigación. - Es de señalar que los resultados del modelo del flujo y transporte de solutos por el medio poroso, realizados en el laboratorio con estricto control de las condiciones de contorno pueden hacer creer que es posible modelar el flujo y el transporte de soluto en las presas de residuo. Sin embargo estos resultados de laboratorio hacen suponer condiciones del medio homogéneas en cuanto a sus propiedades físicas, químicas y biológicas que normalmente no existen a escala real en el terreno. 10.6. Influencia del comportamiento hidromecánico de los residuos ACL en el flujo y transporte de solutos �Capítulo 10. Conclusiones 377 El conocimiento del comportamiento hidromecánico de los medios porosos combinado con las técnicas de estudio del flujo y transporte de solutos (conservativos y reactivos) por el medio poroso homogéneo y agrietado permite establecer las diferentes causas que condicionan el flujo preferente de los solutos. - La conductividad hidráulica saturada en la muestra con estratificación y grietas de desecación es mayor en más de dos ordenes de magnitud que la del medio poroso (Figura 9.21). Este incremento de la permeabilidad reduce considerablemente el tiempo de tránsito del soluto conservativo y reactivos por el medio poroso. - La llegada del Ni en el efluente presenta un retardo considerable si se compara con el tiempo de llegada del PFBA, indicativo de que el Ni es fuertemente afectado por los procesos de adsorción. Sin embargo, el tiempo de llegada del Ni en el efluente de la columna agrietada con el de la columna por el medio poroso homogéneo se puede apreciar una diferencia equivalente a 5 volúmenes de poros (2/3 más corto). - La conductividad hidráulica y el flujo y transporte de contaminantes en el caso de la columna por capas agrietadas y estratificadas está controlada por las grietas de desecación. Aspecto que queda demostrado al medir la concentración del Ni adsorbido en función de la distancia a la grieta más cercana. Se ha observado una clara disminución exponencial de la concentración de Ni con relación a la distancia del punto analizado a la grieta. Estos resultados muestran que al parecer el Ni se mueve en la matriz del medio poroso por difusión a partir de las fracturas por donde existe una circulación preferencial. - Los resultados del ensayo del flujo y transporte del trazador PFBA, donde se aprecia un frente adelantado de la curva de llegada con una gran cola, son coherentes con el modelo conceptual de existencia de flujo advectivo a través de las fracturas, combinado con el proceso de difusión del soluto en la matriz del medio poroso. 10.7. Conclusión general �Capítulo 10. Conclusiones 378 - Los resultados obtenidos del comportamiento hidromecánico de los residuos bajo estricto control de las condiciones de laboratorio, presentan cierta limitación para poder predecir el comportamiento del flujo y transporte de los contaminantes en condiciones naturales a escala real, debido a que está reconocido que el flujo y transporte de los solutos en el terreno es un proceso complejo, afectado por un gran número de procesos físicos, químicos, biológicos y en muchos casos factores antropogénicos. - Sin embargo, de acuerdo con los resultados del laboratorio que incluyen, I) la permeabilidad del medio poroso homogéneo saturado y no saturado, II) la concentración de metales (Cr, Ni y Mn) en el agua intersticial de los residuos y en los residuales líquidos vertidos, III) la capacidad de adsorción de los residuos, IV) el factor de retardo (R) que experimentan el Ni, Cr y Mn durante los ensayos de flujo y transporte por el medio poroso y V) la capacidad de adsorción de la goethita y la hematita que representan las fases minerales predominantes (más del 60%), en la matriz del medio poroso no saturado del acuífero aluvial (parte superior primeros 4 metros), difícilmente se podría explicar mediante la ecuación de flujo y transporte habituales, la presencia de la elevada contaminación por Cr, Ni, Mn e Fe medida en el acuífero aluvial, que en algunos casos presenta valores similares a los del agua intersticial de los residuos. Aunque, la presencia de estas concentraciones de metales en el acuífero aluvial puede explicarse si se tiene en cuenta los flujos preferenciales originados por la existencia de fisuras por desecación que se encuentran en los embalses. Según los resultados obtenidos en el laboratorio estas fisuras incrementan la permeabilidad en más de dos órdenes de magnitud, dependiendo del espesor de la capa estratificada y el ancho de las grietas de desecación. Es de señalar, que aunque las grietas sean rellenadas con el propio residuo y sean sometidas a confinamiento, las discontinuidades debidas a las grietas se mantienen y la permeabilidad del medio sigue siendo muy superior a la del medio poroso. 10.8. Riesgo ambiental de los residuos �Capítulo 10. Conclusiones 379 - Debido a la composición química de la fase sólida y de las aguas intersticiales, así como la composición de los residuales líquidos y de acuerdo con lo establecido en el real decreto 849 del año 1986, los residuos SAL y ACL estudiados se encuentran en la lista número dos de sustancias contaminantes de La Unión Europea, la lista de sustancias contaminantes de la EPA y en la legislación ambiental cubana. - De acuerdo a sus propiedades físicas, el riesgo ambiental está presente por la fina granulometría de sus partículas y la naturaleza poco cohesiva del residuo, que combinadas con las condiciones climáticas de la región (más de 2000 mm/año de precipitación) pueden facilitar la erosión por la escorrentía superficial y con ello contribuir a la contaminación de las masas de aguas superficiales y marinas. Además, el hecho de que más del 10% presentan una granulometría inferior a una micra genera el riesgo de que puedan ser erosionadas y transportadas por el aire y al ser muy ricos en metales pesados pueden afectar la salud de la población. - Considerando las propiedades mecánicas el riesgo fundamental es debido a que son materiales que pueden licuefactar ante la presencia de un seísmo. - La existencia y desarrollo de las grietas por desecación en las balsas de residuo constituyen vías preferenciales de flujo de extraordinaria importancia que condicionan el régimen de infiltración de las aguas, que hay que tener en cuenta en el diseño y construcción de los depósitos de residuos, así como en la gestión y monitoreo de los residuos sólidos de los procesos minero-metalúrgicos. 10.9. Futuras líneas de investigación De acuerdo con los resultados de esta investigación se han abierto nuevas interrogantes que permiten establecer diferentes líneas de investigación, las que pueden ser de dos formas: I) uso y aplicación inmediata de los resultados y utilización de los equipos desarrollados y II) �Capítulo 10. Conclusiones 380 futuras investigaciones en nuevas direcciones. 10.9.1. De aplicación inmediata - Usar los equipos desarrollados en la tesis para continuar estudiando el comportamiento hidromecánico de los medios porosos. - La instrumentación desarrollada en la columna del laboratorio puede ser instalada en el ámbito de campo, pues los diferentes sensores utilizados en este estudio han demostrado una gran fiabilidad en los diferentes parámetros controlados en un largo período de tiempo. - Trabajar en el estudio de flujo y transporte de multisolutos por la matriz del medio poroso formado por estos residuos, para diferentes condiciones de pH. - Los parámetros físicos, mecánicos, hidrogeológicos y químicos obtenidos en la caracterización de los residuos pueden ser utilizados en el diseño, construcción y gestión de las nuevas presas de residuos y en la mejora de la gestión y monitoreo de las ya existentes. - Continuar con el estudio de la influencia de los procesos hidromecánicos en otros tipos de residuos minero-metalúrgicos, con el objetivo de poder profundizar en este aspecto controlando otras variables como son los posibles cationes intercambiables y poder establecer y diferenciar dentro de la matriz del medio poroso las fases minerales que desempeñan el papel de sitios de adsorción. - A partir de los resultados de la tesis, sería interesante modelar numéricamente el flujo y el transporte de metales en las balsas, las arcillas en las que se apoyan y en el acuífero aluvial. El objetivo sería poder ajustar las concentraciones de los diferentes solutos medidos hasta ahora en el aluvial, para poder predecir la evolución futura del sistema. 10.9.2. Futuras líneas de investigación a desarrollar �Capítulo 10. Conclusiones 381 - Teniendo en cuenta la actividad sísmica de la zona donde se han registrado sismos de hasta 4 grados de magnitud y las propiedades físico-mecánicas de los residuos mineros favorables a licuefactar ante una carga dinámica en ensayos de laboratorio. Se considera necesario el estudio del riesgo sísmico de las balsas de residuo. - El estudio a fondo y la modelación numérica de los procesos de formación de las fisuras permitiría obtener una base firme para interpretar los ensayos de laboratorio realizados en la tesis. El obtener un modelo numérico puede permitir extrapolar estos resultados a la modelación de los procesos de formación de fisuras por desecación en las balsas de residuos. - Estudiar “in situ” las propiedades hidromecánicas de los residuos mineros y la posibilidad de realizar ensayos de flujo y transporte de soluto en condiciones de campo. -Trabajar en la línea de investigación para utilizar los residuos ACL para neutralizar aguas ácidas. Evaluar su posible utilización en la descontaminación de aguas residuales ácidas ricas en metales pesados, que son vertidas por la industria del proceso metalúrgico de lixiviación con ácido sulfúrico (SAL) al río Cabañas. -Trabajar en la búsqueda de materiales con características similares a la de estos residuos que permitan tratar aguas residuales ácidas o contaminadas con metales pesados, debido a los lixiviados de vertederos urbanos, industriales o drenaje ácido de minas o escombreras de residuos minero-metalúrgicos. - La búsqueda y desarrollo de modelos numéricos que sean capaces de reproducir el comportamiento de flujo y transporte de solutos no ideales con presencia de flujo preferencial e histéresis de los procesos de sorción. - Considerando el estado actual de la contaminación del acuífero aluvial es necesario �Capítulo 10. Conclusiones 382 establecer una serie de piezómetros o pozos para obtener muestras de agua en los sectores que no existen pozos para controlar la evolución de la contaminación. - Además es necesario trabajar en la búsqueda de nuevas fuentes de abastecimiento de agua para la población de Moa. El objetivo es tener disponibilidad de agua en caso de que se incremente el deterioro de la calidad de las aguas del acuífero aluvial y previendo el posible crecimiento de la población de la zona, que en las últimas cuatro décadas ha crecido más de un orden de magnitud, de 6000 en 1960 a más de 70000 habitantes en la actualidad. - En el tema de las aguas residuales de los procesos metalúrgicos es necesario trabajar en la búsqueda de soluciones que incluyan la posible reutilización industrial, aunque se ha de reconocer que es una tarea que probablemente resulte más difícil debido al alto grado de contaminación de las mismas. - En cuanto a los residuos metalúrgicos sólidos se considera que es necesario trabajar en la búsqueda de una posible aplicación industrial debido a la elevada concentración que presentan en diferentes tipos de metales, fundamentalmente Fe y Cr. �Referencias 383 Referencias Abdelsaheb I., Scwab A.P., Banks M.K. y Hetrich B.A. (1994). 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Principales características físicas y químicas de las aguas metalúrgicos (concentración de las especies químicas en mg/L). Proceso SAL Punto 33 Punto pH 1.4 Al 3.5 pH 8.1 Ni 35.0 Cr Ni 260.0 Co 10.0 Zn Co 1.5 Cu 120.0 Cu Fe Mg Mn SAL: proceso metalúrgico de lixiviación con ácido sulfúrico, ACL: proceso metalúrgico de lixiviación carbonato amoniacal. 0.08 0.04 0.00 n.d. 0.002 0.20 Eh(mv) CE (ds/m) DQO -325.00 0.72 7.80 -422.00 0.90 6.61 Tabla A1.2. .Principales características físicas y químicas del agua de drenaje de las presas de residuo (concentración de las especies químicas en mg/L; n.d., no detectado). ACL SAL ACL SAL 35 31 35 31 0.30 0.03 Co2+ 0.05 0.01 14.80 4.30 Ni2+ 0.032 0.01 101.10 105.20 Fe(total) 0.02 0.03 3.35 17.20 Mn2+ 0.07 0.05 21.16 26.20 Zn2+ 0.01 0.09 130.10 563.00 Sr4+ n.d. 0.01 29.20 51.23 Ti2+ n.d. n.d. 338.10 0.20 Al3+ 0.01 4.50 0.20 0.41 V3+ n.d. n.d. 0.10 0.11 pH 6.75 3.95 Puntos de muestreo K+ Na+ Mg2+ Ca2+ ClSO4= HCO3= NO3NO2P3- N3Cu2+ Cr(total) SAL: proceso metalúrgico de lixiviación ácida, ACL: proceso metalúrgico de lixiviación carbonato amoniacal. �Anejo 1. Datos hidroquímicos 408 O2 CO2 Meses N. Muestras pH Ce(µS/cm) Temperatura (oC) 1.22 1.33 0.05 0.04 5.30 6.50 0.24 0.28 I 3 4.60 9.98 20 mg/L 0.69 1.68 0.45 0.16 1.08 0.08 5.57 1.43 0.04 6.21 0.29 III 3 4.78 10.58 20 mg/L 0.52 1.42 0.45 0.16 0.98 0.08 4.92 1.31 0.03 5.62 0.25 IV 5 5.10 9.35 20 mg/L 0.48 1.98 0.50 0.16 1.32 0.08 6.05 1.53 0.04 4.85 0.39 V 7 4.20 11.50 20 mg/L 0.61 2.01 0.52 0.16 1.33 0.08 6.32 1.61 0.05 4.98 0.28 VI 3 4.53 12.01 20 mg/L 0.53 1.65 0.41 0.16 1.12 0.08 5.33 1.38 0.03 3.94 0.25 VII 2 5.12 10.13 20 mg/L 0.59 1.98 0.42 0.16 1.43 0.08 6.37 1.71 0.05 4.57 0.26 VIII 3 5.08 12.10 20 mg/L 0.35 1.78 0.45 0.16 1.13 0.08 5.23 1.28 0.06 5.87 0.32 IX 2 4.87 9.94 20 mg/L 0.42 1.59 0.45 0.16 0.99 0.08 5.26 1.57 0.05 5.89 0.20 X 5 5.32 9.99 20 mg/L 0.74 1.67 0.45 0.16 1.03 0.08 5.54 1.41 0.03 4.95 0.35 XI 4 5.10 10.53 20 mg/L 0.55 1.85 0.45 0.16 1.25 0.08 5.63 1.29 0.02 5.24 0.21 XII 3 5.02 10.70 20 mg/L 0.56 1.77 0.45 0.16 1.17 0.08 5.61 1.42 0.04 5.33 0.27 4.86 10.66 20 mg/L Tabla A1.3. Características físicas y químicas del agua de lluvia en el pluviómetro Moa en el período1992-1994 (Rodríguez y Téllez, 1995). NO3 0.68 1.88 0.45 0.16 1.27 0.08 5.85 Media CO3H 0.50 1.77 0.43 0.16 1.10 0.07 5.25 II 4 4.63 11.12 20 mg/L SO4 Cl Ca Mg Na K STD 4.86 10.66 mg/L 2.7 5.96 41 mg/L 0.1 2.1 0.02 5.05 mg/L 5.65 32 1.72 0.24 0.19 1.25 0.05 INRH, (1965) 0.2 2.23 0.01 4.32 mg/L 45 Sagua de Tánamo 2 1.49 0.7 0.21 1.18 0.03 INRH, (1965) Yateras 5 Tabla A1.4. Comparación de las características del agua de lluvia en relación a otros trabajos en áreas próximas la zona de estudio. 3.17 4.25 Baracoa 5.33 0.05 2 CO2 0.04 1.23 Moa 44 O2 1.42 Localidad Número de muestras pH Ce(µS/cm) NO3 0.56 0.1 1.77 1.85 0.45 0.25 0.16 0.17 1.17 1.26 0.08 0.05 Rodríguez y Téllez, (1995) Fagundo et al., (1996) CO3H SO4 Cl Ca Mg Na K Referencias Tabla A1.5. Principales características físico-químicas de las aguas que acompañan los vertidos de los residuos sólidos Residuo SAL ACL SAL ACL SAL ACL SAL ACL Puntos 28 30 Puntos 28 30 Puntos 28 30 Puntos 28 30 K+ 0.01 0.03 Cl10.12 11.40 NO20.20 0.62 Cr(total) 0.00 0.12 Na+ 9.20 2.20 SO4= 21.10 951.00 P30.10 0.11 pH Mg2+ 90.10 89.10 HCO3= 2.20 35.2 N30.01 n.d. DQO Ca2+ 4.35 15.32 NO3157.60 0.12 Cu2+ 0.01 0.002 �407 Anejo 1. Datos hidroquímicos Tabla A1.6. Inventario de puntos de agua del INRH, (1986). Principales características físicas y químicas de las aguas en el municipio Moa (Figura 5.1). Punto Cota Topográfica (m.s.n.m) Coordenadas UTM X pH Y SiO2 CE(µS/cm) (mg/L) Cl- HCO3(mg/L) Ca2+ SO4= (mg/L) (mg/L) Mg2+ (mg/L) Na+ (mg/L) K+ (mg/L) TSD (mg/L) (mg/L) 50 8.2 699.90 221.10 7.8 35.34 167.70 106.01 0.69 8.40 1.50 23.57 0.70 0.04 141.27 51 47.0 716.90 218.23 8.2 83.06 1297.47 549.18 129.93 33.49 30.06 77.50 135.70 1.25 957.47 52 80.0 696.45 220.00 7.5 34.94 218.87 104.83 16.49 9.60 3.19 16.80 15.75 0.59 167.61 53 40.0 699.45 221.02 8.0 39.22 263.33 117.65 20.07 12.96 20.62 16.09 9.20 0.47 197.42 54 6.0 699.20 221.10 7.4 6.12 322.09 181.78 19.15 9.12 7.25 34.70 8.05 0.00 260.41 55 5.0 699.20 221.10 7.4 60.59 322.09 181.78 19.15 9.12 7.25 34.70 8.05 0.00 260.41 56 5.0 699.30 221.18 7.5 91.53 632.97 274.59 45.64 46.53 5.47 59.89 37.38 0.58 470.44 57 5.0 699.18 221.03 7.3 76.56 392.35 229.68 14.25 16.32 7.92 43.39 8.05 1.37 321.34 58 5.0 699.28 221.08 7.5 55.00 410.74 165.00 14.25 55.76 7.92 43.39 11.00 1.00 298.68 59 5.0 699.28 221.08 7.5 55.00 410.74 165.00 14.25 55.76 7.92 43.39 11.00 1.00 298.68 60 5.0 699.65 221.40 7.5 76.56 368.60 229.68 14.25 5.76 7.92 43.39 6.90 0.58 308.84 61 460.0 714.00 209.85 6.2 17.27 99.98 51.80 9.22 1.44 0.80 10.60 4.14 0.16 78.52 62 40.0 692.35 222.40 8.44 111.87 723.61 335.61 70.92 25.20 12.02 82.69 21.85 0.00 548.65 63 6.0 699.35 221.90 6.7 72.35 360.29 217.05 19.72 0.00 12.71 36.22 11.50 0.59 298.15 64 5.0 700.24 222.16 7.0 58.41 430.56 175.24 18.90 42.24 9.92 19.15 48.30 0.12 314.23 65 5.0 699.30 221.93 6.6 62.62 10665.98 187.87 255.31 4072.32 130.26 1016.68 42.55 2.26 5707.61 66 5.0 699.10 221.05 7.35 41.25 294.59 123.75 18.72 26.40 10.52 27.36 8.05 1.76 216.92 67 5.0 699.30 221.05 7.4 54.92 355.23 164.75 17.73 32.64 10.02 36.48 7.36 0.00 269.34 68 20.0 696.50 221.20 7.45 36.61 211.07 109.84 14.18 4.80 6.01 17.02 13.80 0.00 166.01 69 11.0 707.10 216.45 7.4 53.67 258.44 161.02 10.64 2.40 7.01 29.12 5.98 0.00 216.53 70 10.0 707.05 217.10 6.9 22.37 128.42 67.12 10.64 1.92 6.01 12.16 2.94 0.00 101.15 71 18.0 696.80 224.90 8.0 18.92 200.50 56.75 39.01 1.44 4.33 13.30 18.12 0.59 133.90 72 35.0 695.50 224.30 8.1 33.19 209.95 99.58 21.28 2.88 5.89 17.88 12.42 0.00 160.29 73 37.0 695.50 224.50 7.3 35.15 220.38 105.44 21.28 3.84 7.86 17.28 12.65 0.00 168.71 74 35.0 695.50 223.48 7.5 48.87 257.35 146.61 14.18 2.88 8.02 29.86 5.75 1.09 208.75 75 5.0 699.40 221.30 7.5 45.54 238.35 136.61 14.18 2.88 8.02 24.86 5.75 1.09 193.75 76 40.0 708.80 218.60 7.9 24.82 259.00 124.47 21.28 4.80 20.04 17.02 10.58 0.00 198.55 77 12.0 707.13 216.30 7.28 28.48 160.58 85.43 10.64 3.98 8.02 15.81 2.99 0.00 127.23 �408 Anejo 1. Datos hidroquímicos 78 38.0 709.00 218.60 7.2 24.41 180.56 73.22 17.73 6.72 79 7.0 712.05 80 35.0 690.15 81 21.0 701.32 10.02 10.94 12.65 0.00 131.64 218.90 7.8 69.16 359.76 207.47 17.73 220.65 8.39 20.34 263.34 111.02 28.37 6.72 8.02 38.91 13.87 0.00 293.08 8.59 16.03 12.16 17.48 0.10 220.95 7.50 45.00 241.40 135.00 12.00 194.11 8.59 2.00 28.40 8.00 0.20 194.55 Tabla A1.6. Inventario de puntos de agua del INRH, (1986) Principales características físicas y químicas del agua en cada uno de los puntos (Figura 5.1). Punto Cota Topográfica Coordenadas UTM (m.s.n.m) 82 X pH CE(µS/cm) SiO2 Y mg/L HCO3- Cl- SO4= Ca2+ Mg2+ Na+ K+ TSD mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L 31.0 701.42 220.58 7.50 41.67 223.97 125.00 12.00 8.59 2.00 25.00 7.20 0.23 180.38 83 9.0 701.48 221.28 7.50 56.00 275.99 168.00 12.00 8.59 2.00 34.10 4.00 0.21 229.26 84 62.0 700.98 220.42 7.50 48.33 249.07 145.00 12.00 8.59 2.00 31.40 4.00 0.24 203.59 85 71.0 701.22 220.02 7.10 53.00 271.89 159.00 12.00 8.59 2.00 36.40 4.00 0.25 222.60 86 11.0 701.45 221.28 7.12 62.33 303.83 187.00 12.00 8.59 2.00 36.20 7.00 0.26 253.41 87 1020.0 702.29 206.10 6.24 24.40 127.73 73.21 7.09 2.40 4.41 13.25 2.76 0.35 103.83 88 310.0 707.45 213.95 7.10 31.73 183.32 95.19 11.35 8.16 2.00 16.66 10.12 0.24 144.08 89 340.0 707.75 212.45 8.00 8.54 138.79 25.63 12.77 24.00 9.22 8.22 5.43 0.23 85.86 90 160.0 707.75 215.15 6.20 24.50 169.01 73.50 21.99 0.96 0.00 17.98 10.81 0.10 125.70 91 120.0 709.20 216.08 7.30 21.13 156.56 63.40 23.05 3.98 1.01 17.60 4.60 0.10 114.10 92 595 699.900 211.800 6.80 40.00 139 27.63 12.77 24.00 9.22 8.22 4.43 0.23 86.50 93 420 698.800 213.700 6.80 48.70 144 31.63 12.77 24.00 9.22 8.22 5.43 0.23 91.50 94 90 693.100 212.500 6.90 52.00 210 99.58 21.28 2.88 5.89 17.88 12.42 0.00 159.93 95 105 692.300 209.900 7.00 34.94 219 104.83 16.49 9.60 3.19 16.80 15.75 0.59 167.25 96 170 693.900 208.000 6.95 24.50 169 73.50 21.99 0.96 0.00 17.98 10.81 0.10 125.34 97 130 689.700 210.500 7.10 34.94 219 104.83 16.49 9.60 3.19 16.80 15.75 0.59 167.25 98 180 690.300 207.700 6.85 24.50 169 73.50 21.99 0.96 0.00 17.98 10.81 0.10 125.34 99 380 698.000 214.500 6.65 17.27 100 51.80 9.22 1.44 0.80 10.60 4.14 0.16 78.16 100 180 697.200 217.250 7.10 24.50 169 73.50 21.99 0.96 0.00 17.98 10.81 0.10 125.34 101 20 694.500 221.400 7.00 33.19 210 99.58 21.28 2.88 5.89 17.88 12.42 0.00 159.93 102 50 689.900 217.900 7.10 34.94 219 104.83 16.49 9.60 3.19 16.80 15.75 0.59 167.25 103 590 696.400 210.800 6.50 17.27 100 51.80 9.22 1.44 0.80 10.60 4.14 0.16 78.16 �409 Anejo 1. Datos hidroquímicos 104 160 689.650 208.600 6.90 34.94 219 104.83 16.49 9.60 3.19 16.80 15.75 0.59 167.25 105 50 690.100 219.900 6.50 34.94 219 104.83 16.49 9.60 3.19 16.80 15.75 0.59 167.25 106 180 709.400 212.750 6.89 30.83 189 92.50 21.99 0.96 0.00 19.08 10.81 0.10 145.44 107 7 710.250 217.600 7.20 60.59 322 181.78 19.15 9.12 7.25 34.70 8.05 0.00 260.05 108 10 717.100 216.400 7.10 60.59 322 181.78 19.15 9.12 7.25 34.70 8.05 0.00 260.05 109 140 712.600 212.100 7.30 29.86 200 89.58 21.28 2.88 5.89 17.88 12.42 0.00 149.93 110 180 714.200 206.200 6.90 29.17 182 87.50 21.99 0.96 0.00 17.98 10.81 0.10 139.34 111 380 698.000 214.600 6.70 17.93 102 53.80 9.22 1.44 0.80 10.60 4.14 0.16 80.16 �410 Anejo 1. Datos hidroquímicos Tabla A1.7. Principales características físicas y químicas de las aguas superficiales y subterráneas del área de estudio según diferentes investigaciones. SO4= Ca2+ Mg2+ Na+ K+ TSD Aguas superficiales pH Mn Ni2+ Al3+ Fe2+ Fe3+ SiO2 HCO3- Clmg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L Formell y Oro,1980 Arroyo Cupey 7.3 0.031 0.020 0.005 0.100 1.500 34.0 73.0 14.0 3.0 2.8 13.0 7.0 1.0 113.8 Formell y Oro,1980 Arroyo al este del Río Jaragua 7.3 0.023 0.010 0.005 0.350 48.0 146.0 16.0 2.0 2.0 33.0 7.0 1.0 207.0 Formell y Oro,1980 Manantial río Jaragua 7.1 0.020 0.010 0.005 0.200 38.0 68.0 18.0 4.0 2.4 18.4 5.0 1.0 116.8 Formell y Oro,1980 Arroyo al oeste del Río Jaragua 7.4 0.052 0.010 0.005 0.150 26.0 73.0 16.0 1.0 2.8 16.6 6.0 1.0 116.4 Bugelsky y Formel,1973ª Nacimiento río Naranjo 6.5 0.021 0.010 0.005 0.100 0.050 8.0 24.4 4.2 2.0 2.0 3.4 4.0 40.0 Bugelsky y Formel,1973b Nacimiento río Pinos 6.9 0.018 0.002 0.005 0.050 18.0 48.8 3.9 2.0 2.4 7.4 4.0 68.5 INRH, 1965 Manantial en el curso superior del río Seco 6.6 0.031 0.002 0.005 0.050 18.0 61.0 3.9 2.0 2.8 9.7 4.0 83.4 INRH, 1971 Manantial en el curso superior del río Seco 6.6 0.018 0.002 0.005 0.100 0.050 14.0 48.8 5.3 2.0 0.7 9.9 4.0 70.7 INRH, 1985 Nacimiento del río Seco 6.6 0.012 0.010 0.005 0.050 14.0 39.7 5.3 2.0 0.5 8.8 4.0 60.3 Manantiales rocas ultramáfitas Bugelsky y Formel,1973 INRH, 1965 INRH, 1971 INRH, 1985 INRH, 1988 Mn Ni2+ Al3+ Fe2+ Fe3+ SiO2 HCO3- ClSO4= Ca2+ Mg2+ Na+ K+ TSD mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L 6.5 0.018 0.002 0.005 0.050 8.0 24.4 4.2 2.0 2.0 3.4 4.0 40.0 6.9 0.031 0.002 0.005 0.005 18.0 48.8 3.9 2.0 2.4 7.4 4.0 68.5 6.6 0.011 0.001 0.005 0.010 18.0 61.0 3.9 2.0 2.8 9.7 4.0 83.4 6.6 0.013 0.002 0.005 0.015 14.0 48.8 5.3 2.0 0.7 9.9 4.0 70.7 6.6 0.012 0.002 0.010 0.015 14.0 39.7 5.3 2.0 0.5 8.8 4.0 60.3 pH Mn Ni2+ Al3+ Fe2+ Fe3+ SiO2 HCO3- ClSO4= Ca2+ Mg2+ Na+ K+ TSD mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L 7.3 0.021 0.001 0.010 0.005 80.0 131.0 7.0 1.2 1.2 26.7 5.1 0.1 172.3 7.4 0.010 0.002 0.010 0.004 80.0 185.4 7.0 2.2 1.2 36.5 5.1 0.1 237.5 Nacimiento Río Naranjo Nacimiento Río Pinos Curso superior del río Seco Curso superior del río Seco Nacimiento del río Seco Pozos rocas ultramáfitas INRH, 1965 INRH, 1971 pH Yacimiento Moa Yacimiento Punta Gorda �Anejo 1. Datos hidroquímicos Tabla A1.8. Principales características físicas y químicas de las aguas subterráneas del acuífero aluvial. Pto T oC pH Turbidez CE NO3 O2(dis) DQO Cr+6 Mn Ni Fe(total) SiO2 HCO3- Cl- SO4= Ca2+ Mg2+ Na+ K+ (ppm SiO2) µS/cm mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L 0.23 1 22 7.4 218 1.71 2.10 0.04 0.02 2.32 0.01 0.48 13.0 126.5 15.0 6.0 8.7 26.5 4.2 1.0 0.56 2 22 7.4 280 3.00 1.53 0.00 0.02 2.64 0.03 1.34 13.1 145.0 13.5 16.5 9.0 30.0 4.7 1.5 0.52 3 22 7.4 210 3.29 0.00 0.00 0.02 2.49 0.01 0.60 12.8 118.5 16.0 16.5 13.6 22.8 4.1 1.0 0.36 4 22 7.2 600 2.15 1.48 0.68 0.02 2.26 0.02 0.52 12.9 274.5 15.0 77.5 11.9 64.5 6.1 1.0 0.56 5 22 8.1 600 2.00 0.00 0.00 0.02 2.67 0.01 0.46 12.9 310.5 15.0 49.5 14.7 63.5 8.7 1.0 0.58 6 22 7.3 732 1.55 2.40 2.99 0.02 2.61 0.01 1.40 15.6 314.5 19.5 100.0 13.5 79.5 9.6 1.0 0.92 7 22 7.6 650 3.81 0.65 0.00 0.05 4.04 0.03 2.30 17.8 156.5 23.5 178.0 14.0 67.0 13.5 1.0 0.74 1520 1.40 8 22 7.1 0.00 0.69 0.06 5.77 0.04 3.16 16.6 228.0 27.0 433.0 76.0 98.3 18.6 1.0 0.95 1750 10.08 9 22 7.1 3.18 2.11 0.40 6.10 0.05 3.91 16.1 189.0 24.0 639.0 23.0 182.8 11.7 1.0 0.86 1708 1.00 10 22 7.5 0.95 0.00 0.06 5.53 0.04 2.38 16.0 189.0 20.5 632.2 18.5 182.5 11.5 2.0 0.46 11 22 7.3 550 1.94 1.15 0.48 0.04 3.19 0.03 2.03 27.6 365.0 33.5 40.0 14.0 58.0 17.5 1.0 1.23 5310 11.52 12 22 7.2 6.30 0.91 1.11 7.05 0.06 4.10 15.5 384.0 51.5 1824.0 49.0 433.8 214.4 1.0 1.24 4402 1.26 13 22 7.3 0.12 0.03 1.09 7.71 0.06 4.29 16.4 381.0 45.5 3512.0 176.0 756.6 75.5 1.5 2.01 4612 3.96 14 22 6.8 1.75 1.04 1.41 7.80 0.06 3.73 26.1 279.0 44.0 3072.0 115.7 748.8 35.5 1.5 2.14 5915 3.10 16 22 6.7 2.28 1.66 1.60 8.08 0.08 5.04 27.0 402.5 51.5 4771.5 173.5 1144.5 37.5 1.0 2.10 3440 12.40 17 22 6.9 3.70 1.29 0.78 6.88 0.06 4.35 26.1 421.0 32.5 2489.5 201.8 581.0 23.0 1.5 0.63 38 22 8.1 600 32.00 0.00 0.00 0.02 2.67 0.01 0.46 12.9 290.5 15.0 49.5 14.7 63.5 8.7 1.0 0.53 39 22 7.3 734 21.55 2.40 2.99 0.02 2.61 0.01 1.40 15.6 284.5 19.5 100.0 13.5 79.5 9.6 1.0 0.25 40 22 7.6 658 23.81 0.65 0.00 0.05 4.04 0.03 2.30 17.8 156.5 23.5 178.0 14.0 67.0 13.5 1.0 411 �412 Anejo 1. Datos hidroquímicos Tabla A1.9. Principales características físicas y químicas de las aguas superficiales. Pto pH Turbidez CE DQO Mn(total) Ni2+ Al3+ Fe(total) Cu2+ Co Cr+6 Zn NO3 NH4 SiO4H4 HCO3- Cl SO4= Ca2+ Mg2+ Na+ K+ (ppm SiO2) µS/cm mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L 29 6.8 32 95.1 4.0 0.029 1.300 0.049 0.560 0.050 0.003 0.045 0.005 11.4 0.1 12.6 34.2 15.3 5.0 2.0 15.8 8.3 2.0 24 7.0 31 92.4 3.4 0.009 2.030 0.050 0.540 0.051 0.003 0.045 0.008 3.1 0.5 12.3 33.7 14.9 10.8 2.0 13.4 16.0 1.2 23 6.8 3 91.7 3.0 0.008 0.053 0.068 0.040 0.006 0.003 0.030 0.004 3.2 0.5 12.3 35.2 14.9 5.6 2.0 13.6 18.0 1.0 21 6.8 6 113.2 4.2 0.006 0.030 0.066 0.040 0.006 0.005 0.041 0.004 3.1 0.1 7.8 41.5 18.1 1.0 2.7 9.8 15.6 2.0 26 34 6.8 4.2 32 27 18 19 20 2.8 2.8 6.7 6.8 6.5 3 28 96.2 98.5 116.3 31 18 111.1 18 113.5 29 114.3 26 118.2 11.6 0.0 0.080 2.000 1.000 2.520 0.015 0.005 0.960 2.000 0.004 1.200 0.020 1.110 0.028 0.041 0.070 1.500 11.2 10.1 1.3 0.1 8.4 8.0 0.2 0.7 4.8 4.1 4.1 3.600 2.000 1.012 1.050 1.021 0.510 3.500 1.050 1.200 1.500 0.500 0.120 0.500 0.120 0.006 2.040 0.210 1.860 1.360 2.360 0.004 0.002 0.300 0.004 0.002 0.011 3.200 1.2 1.01 1.2 0.030 0.041 0.05 0.04 0.05 2.650 0.280 0.000 0.000 0.000 0.9 0.2 1.4 1.6 1.2 0.2 0.9 10.9 7.3 11.2 9.65 8.75 44.2 13.3 38.4 16.1 39.4 36.6 38.0 38.6 38.0 28.4 29.8 14.0 14.0 16.9 2.6 5.4 66.2 46.2 14.0 11.0 16.1 3.3 20.9 13.5 18.3 14.8 8.2 2.0 1.7 2.9 19.3 3.2 19.2 6.0 17.0 6.0 20.0 7.0 18.50 8.5 7.9 6.8 7.1 8.2 1.0 1.2 1.0 1.0 1.6 Tabla A1.10. Principales características físicas y químicas de las aguas de las rocas ultramáficas. Pto pH Turbidez CE MO Mn(total) Ni2+ Al3+ Fe(total) Cu2+ Co Cr+6 Zn NO3 NH4 SiO4H4 HCO3- Cl SO4= Ca2+ Mg2+ Na+ K+ (ppm SiO2) µS/cm mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L mg/L 15 7.1 0.25 54.7 0.0 0.005 0.005 0.006 0.07 0.003 0.004 0.008 0.009 9.7 0.9 10.5 35.9 16.2 1.4 2.8 9.2 6.2 1.1 50.8 22 6.5 0.60 0.0 0.004 0.005 0.006 0.070 0.002 0.004 0.006 0.007 11.2 0.8 8.3 35.5 16.2 1.4 2.8 9.2 6.2 1.1 25 6.2 0.65 51.3 0.0 0.005 0.007 0.003 0.08 0.002 0.004 0.006 0.006 10.1 0.2 7.6 36.6 14.2 1.5 3.1 8.9 7.0 1.0 41 6.3 0.78 56.8 0.0 0.003 0.004 0.002 0.08 0.001 0.002 0.002 0.002 9.2 0.9 8.1 39.5 16.2 1.4 2.8 9.1 6.9 0.21 42 6.6 0.81 43 44 6.7 6.8 0.45 0.46 45 46 7.1 7.1 0.65 0.32 47 6.9 0.68 48 49 7.1 7.2 0.83 1.25 50 7.3 1.36 41.3 45.7 0.0 0.004 0.003 0.002 0.09 0.001 0.001 0.002 0.005 9.8 0.7 7.9 46.6 14.2 1.5 3.1 9.9 7.9 0.5 0.0 0.0 0.003 0.002 0.005 0.007 0.004 0.005 0.06 0.07 0.002 0.003 0.003 0.004 0.003 0.001 0.005 0.004 12.2 13.3 0.5 0.4 8.5 7.9 65.5 16.2 56.6 14.2 1.4 1.5 2.8 3.1 9.2 8.1 6.4 5.0 0.3 0.2 61.3 0.0 0.0 0.003 0.005 0.005 0.007 0.003 0.003 0.05 0.04 0.002 0.001 0.003 0.002 0.002 0.003 0.003 0.003 11.8 9.0 0.6 0.7 8.8 9.6 45.1 16.2 32.9 14.2 1.4 1.5 2.8 3.1 7.7 8.5 6.8 7.3 0.6 0.5 50.8 51.3 0.0 0.003 0.005 0.005 0.06 0.001 0.001 0.005 0.004 10.6 0.3 8.3 37.1 16.2 1.4 2.8 7.6 6.5 0.7 0.0 0.0 0.005 0.005 0.007 0.005 0.002 0.006 0.08 0.17 0.001 0.003 0.002 0.004 0.002 0.008 0.005 0.009 11.3 8.6 0.5 0.9 6.5 10.5 39.6 14.2 51.1 16.2 1.5 1.4 3.1 2.8 9.1 19.9 7.0 12.2 0.8 0.2 0.0 0.005 0.007 0.006 0.82 0.003 0.004 0.007 0.006 7.7 0.6 12.3 54.9 14.2 1.5 3.1 18.7 14.0 0.1 55.2 58.1 66.2 71.9 �413 Anejo 1. Datos hidroquímicos Tabla a1.11. Relaciones iónicas aguas subterráneas acuífero aluvial (r=meq/L). Punto rNa/rCl rNa/rK rCl/rK rCl/rSO4 rCl/rMg rCa/rMg rNa/rMg rCO3H/rCa rCO3H/r(Ca+Mg)rNa/rCa rCO3H/r(Na/Ca) rNO3/rSO4 icb(-) icb kr (rSO4*rCa)1/2 1 0.37 6.46 17.63 3.10 0.45 0.17 0.07 0.37 1.50 0.41 5.08 0.050.14 0.69 1.21 0.24 2 0.47 7.31 15.42 1.00 0.39 0.17 0.07 0.33 1.63 0.43 5.45 0.120.09 0.59 1.34 0.41 3 0.35 5.44 15.42 1.05 0.39 0.39 0.08 0.40 1.15 0.20 9.81 0.130.12 0.71 1.39 0.51 4 0.66 10.16 15.42 0.24 0.39 0.11 0.05 0.16 2.84 0.42 11.07 0.020.03 0.41 2.37 1.01 5 1.16 15.29 13.22 0.34 0.34 0.14 0.08 0.17 2.92 0.55 9.14 0.030.00 -0.08 2.62 0.84 6 0.78 15.50 19.83 0.24 0.51 0.14 0.07 0.15 2.77 0.47 10.96 0.000.02 0.27 2.81 1.34 Media 1-6 0.63 10.03 16.16 1.00 0.41 0.19 0.07 0.26 2.13 0.41 8.59 0.06 7 0.88 24.30 27.54 0.20 0.71 0.12 0.12 0.17 1.58 1.04 2.44 0.020.02 0.15 1.56 1.45 8 1.12 30.93 27.54 0.08 0.71 0.54 0.10 0.08 0.69 0.18 19.95 0.000.00 -0.09 3.87 6.17 9 0.81 18.69 23.13 0.05 0.59 0.07 0.03 0.06 1.60 0.48 6.68 0.010.01 0.24 2.17 3.62 10 0.85 9.35 11.02 0.04 0.28 0.09 0.03 0.12 0.94 0.35 8.88 0.000.02 0.33 2.27 4.18 11 0.57 22.09 38.55 1.25 0.99 0.05 0.14 0.24 5.06 2.83 2.15 0.020.01 0.20 1.67 2.56 12 5.93 372.13 62.79 0.04 1.61 0.06 0.26 0.03 2.07 4.76 1.30 0.00-0.17 -4.91 4.25 8.94 13 2.73 129.14 47.37 0.02 1.21 0.13 0.05 0.01 0.69 0.41 15.00 0.00-0.03 -1.71 6.75 23.98 14 1.18 28.04 23.68 0.02 0.61 0.10 0.02 0.03 0.55 0.23 19.62 0.000.00 -0.14 5.04 19.75 16 1.05 61.17 58.38 0.02 1.49 0.08 0.02 0.01 0.76 0.20 34.77 0.000.00 -0.03 7.18 28.12 17 1.22 44.18 36.35 0.02 0.93 0.21 0.02 0.02 0.62 0.11 60.03 0.000.00 -0.19 7.73 22.76 Media 7-17 1.63 74.00 35.64 0.17 0.91 0.14 0.08 0.08 1.46 1.06 17.08 0.010.07 0.45 1.95 0.40 Media 1-17 1.18 47.07 26.66 0.45 0.68 0.15 0.07 0.14 1.61 0.77 13.08 0.020.12 0.43 0.83 0.16 �Anejo 1. Datos hidroquímicos 414 �Anejo 1. Datos hidroquímicos Especies 3 Zn SO4 CrO42Cr2O72H4SiO4 98.0 98.0 Ni2+ 100.0 Zn2+ ZnHCO AlSO4 Cu2+ CuOH2 CuSO4 + Mn SO4 Al3+ Al(OH)4 Al(OH)2 3 Ca2+ 89.0 CaSO4 Mg2+ 90.0 MgSO4 99.5 Cl100 SO4278.0 MgSO4 20.0 HCO3- 94.0 CO2 Fe2+ 48.0 FeHCO3 30.0 FeSO4 Fe(OH)2 + 82.0 Fe(OH)3 Mn2+ 29.0 MnHCO 61.0 Aguas no contaminadas del acuífero aluvial puntos (l –6) 98.0 99.4 99.3 407 Agua intersticial Agua subterránea Aguas residuo ACL Ultramáficas superficiales puntos (25-26) puntos (19-20) 97.0 57.0 41.0 52.0 46.0 95.0 100 53.0 44.0 99.8 99.0 85.0 12.0 62.0 47.0 96.0 59.0 39.0 54.0 44.0 96.0 100 58.0 38.0 84.0 99.8 100 84.0 15.0 79.0 21 83.0 16.0 87.0 12.0 85.0 14.0 99.0 100 58.0 41.0 70.0 30.0 77.0 12.0 11.0 72.0 28.0 74.0 26.0 50.0 17.0 33.0 49.0 27.0 51.0 48.0 52.0 15.0 31.0 32.0 66.0 100.0 100.0 70.0 73.0 13.0 17.0 10.0 75.0 50.0 12.0 48.0 10.0 100.0 87.0 96.0 82.0 98.0 100.0 100.0 56.0 38.0 100.0 78.0 15.0 76.0 82.0 11.0 14.0 11.0 99.0 100.0 41.0 17.0 33.0 66.0 11.0 23.0 51.0 15.0 34.0 100.0 100.0 50.0 13.0 30.0 Aguas Agua contaminad intersticial as puntos residuo SAL (12-17) Tabla A1.12. Resultados de la simulación con el Programa FREEQCI. Especies acuosas en que se encuentran los principales elementos detectados en las aguas superficiales y subterráneas (valores medios en % del elemento en la especie de acuerdo al modelo geoquímico). Elemeto Ca2+ Mg2+ Na+ ClS(6) C(4) Fe2+ Fe3+ Mn2+ Al3+ Cu2+ Co2+ Ni2+ Zn2+ Cr6+ Si �Anejo 1. Datos hidroquímicos 1975 1986 Subterránea Superficiales Subterránea Superficiales Subterránea Superficiales 7 34 7 34 7 34 6.3 7.2 9.2 10.3 0.010 0.010 0.011 0.020 0.010 0.020 107.0 0.010 0.100 10.7 0.010 0.040 0.020 0.023 0.600 0.046 2.600 0.060 0.070 0.050 0.110 0.090 0.200 0.120 INRH, (1965) INRH, (1965) INRH, (1985) INRH, (1985) INRH, (1986) INRH, (1986) 408 Tabla A1.12. Concentración media en mg/L de los principales contaminantes de las aguas subterráneas del acuífero aluvial y superficiales del río Moa, de acuerdo a diferentes trabajos. Punto SO4 Año Aguas Ni Cr(VI) Mn Fetotal Referencia 7 Este trabajo 1996 Subterránea 570.0 0.04 0.053 4.100 2.300 34 Este trabajo Superficiales 66.1 3.51 0.040 2.100 0.070 1963 Tabla A1.13. Evolución del contenido de sulfatos y la conductividad en el pozo 7 del acuífero aluvial (datos del INRH) Punto Año SO (mg/L) CE(mS) 4 Pozo 7 1975 7.1 177.1 Pozo 7 1978 20.2 287.4 Pozo 7 1982 80.3 323.2 Pozo 7 1983 98.1 384.1 Pozo 7 1984 110.0 448.1 Pozo 7 1985 93.5 500.3 Pozo 7 1987 160.1 480.4 Pozo 7 1988 151.2 540.2 Pozo 7 1990 138.7 508.6 Pozo 7 1991 145.8 513.5 Pozo 7 1992 158.2 528.6 Pozo 7 1994 179.1 544.7 Pozo 7 1995 201.1 593.9 Pozo 7 1996 257.2 741.1 �Anejo 1. Datos hidroquímicos Tabla. A1.14. Principales parámetros de la normativa internacional de agua potable de la O.M.S y norma cubana de agua potable. 409 Sustancias químicas que afectan a la potabilidad del agua Organización Mundial de la Salud (OMS) 1971 Norma cubana (NC, 1985, 1995) Sustancias Concentración Concentración Concentración Concentración máxima aceptable máxima máxima máxima permitida aceptable permitida Sólidos totales 500 1000 500 1000 Color (escala del platino Cobalto) 5 50 5 50 Turbidez (en mg/L de SiO2) 5 25 Gusto No detectable No detectable No detectable No detectable PH 7-8.5 6.5-9.2 7-8.5 Calcio (mg/L) 75 200 200 Magnesio(mg/L) 50 150 50 150 30 30 30 30 Si SO4>250 mg/L 125 125 125 125 Si SO4<250 mg/L Sulfato(mg/L) 200 400 400 H2S 0.05 0.05 Cloro (mg/L) 200 600 250 600 Hierro (mg/L) 0.3 1 0.3 1 Manganeso (mg/L) 0.1 0.5 0.1 0.5 Cobre (mg/L) 0.05z 1.5 1 Zinc (mg/L) 5 15 5 15 Níquel (mg/L) 0.05 Sustancias químicas que pueden afectar la salud Sustancias Fluor 0.5 1.5 1 Nitrato 45 100 45 Sustancias tóxicas Sustancias Plomo(mg/L) 0.1 <0.1 <0.1 Selenio (mg/L) 0.01 0.01 Arsénico (mg/L) 0.05 <0.05 <0.05 Cromo hexavalente (mg/L) 0.05 0.05 Cianuro 0.2 0.2 Cadmio (mg/L) 0.01 0.005 Bario (mg/L) 1 0.03 Mercurio (mg/L) 0.01 0.01 Plata (mg/L) 0.05 0.05 Indicadores químicos de polución Indicador Demanda química de oxígeno (DQO) 10 10 10 10 Demanda bioquímica de oxigeno(DBO) 6 6 6 6 Nitrógeno total (excluido el NO3) 1 1 1 1 NH3 0.5 0.5 0.5 0.5 Carbono (extracto de cloroformo) 0.5 0.5 0.5 0.5 Grasas 1 1 1 1 �Anejo 2. Ensayos Batch y secuencia de extracción 419 Anejo 2. Ensayos Batch y secuencia de extracción A2.1. Introducción La mayor parte de la contaminación por metales de las aguas superficiales y subterráneas del área de estudio está motivada por la actividad minero-metalúrgica, pero al parecer existen otras fuentes de aporte de metales al medio hídrico. Con el objetivo de establecer las diferentes fuentes que dan lugar a la presencia de los contaminantes metálicos en el agua se realizaron ensayos Batch con muestras representativas de los diferentes materiales geológicos del área de estudio y de los residuos metalúrgicos sólidos de la industria del níquel almacenados en las presas sobre las terrazas aluviales del río Moa. A2.2. Ensayos Batch Con el objetivo de conocer la capacidad de los diferentes materiales geológicos y los residuos sólidos de transferir sales al medio acuoso se realizaron ensayos Batch con diferentes relaciones agua roca (Tabla A2.1 y A2.2), controlando el pH inicial y el pH final (Tabla A2.3). La masa de cada elemento lixiviada se calculó por diferencia con la concentración total de este en la muestra sólida inicial y la concentración medida en la solución acuosa. Como resultado de los ensayos Batch se obtuvo que la mayoría de las muestras de material geológico del territorio y los residuos metalúrgicos presentaban la capacidad de transferir al medio en presencia de agua, diferentes proporciones de sales solubles, entre las que se encuentran proporciones importantes de metales (Figura A2.1). Se puede apreciar que la masa de metal liberada para la relación sólido/líquido de 1:5 es muy pequeña en todos los casos, incrementándose en la misma medida que se incrementa la proporción de agua. En el caso de los residuos mineros se observó que son los que presentan los mayores valores de liberación de metal al medio acuoso, siendo el residuo del proceso metalúrgico de lixiviación ácida (SAL, pH=4.1) el que libera mayor masa de metal (Tabla A2.2 y Figura A2.1). �420 Anejo 2. Ensayos Batch y secuencia de extracción Tabla A2.1. Concentración de los metales en los residuos, el corte laterítico y una muestra del aluvial (g/kg). Elementos SAL ACL ZLS ZLI ZS AL Cu 0.86 0.12 0.02 0.06 0.03 0.01 Cr 24.79 19.72 0.17 21.07 27.91 0.39 Co 1.31 1.15 0.05 0.59 0.21 0.01 Ni 7.23 6.47 4.51 9.85 2.59 4.51 Fe 430.00 450.00 530.00 453.00 190.00 421.00 Mn 18.00 19.00 16.00 18.00 8.00 11.00 Zn 0.67 0.45 0.03 0.33 0.26 0.03 Sr 18.00 16.00 22.00 14.00 6.00 0.20 SAL: residuo del proceso de lixiviación ácida, ACL: residuo del proceso de lixiviación carbonato amoniacal, ZLS: zona limonítica superior, ZLI: zona limonítica inferior, ZS: zona saprolítica, Al: aluvial Tabla A2.2. Masa de metales lixiviada en los ensayos de Batch (expresada en % en peso con respecto a la masa total del metal en el residuo). SAL Cu Cr Co Ni Fe Mn Zn Sr 1:5 0.08 0.00 0.11 0.04 0.00 0.32 0.10 0.00 1:20 0.48 0.00 0.86 0.23 0.00 2.17 1.75 0.02 ACL 1:250 8.52 0.02 1.30 0.52 0.01 2.04 7.41 0.94 1:5 0.17 0.00 0.00 0.00 0.00 0.02 0.09 0.00 1:20 0.84 0.00 0.07 0.04 0.00 0.07 0.49 0.01 ZLS 1:250 28.08 0.01 0.35 0.37 0.00 0.36 4.27 0.55 1:20 10.39 0.26 0.60 0.03 0.00 0.01 3.87 0.00 ZLI 1:250 45.00 3.14 8.88 0.41 0.00 0.10 6.20 0.04 1:20 3.73 0.00 0.02 0.01 0.00 0.00 0.47 0.00 ZS 1:250 49.82 0.03 0.69 0.19 0.01 0.06 8.06 0.51 1:20 5.71 0.00 0.12 0.06 0.00 0.01 0.55 0.02 1:250 42.3 0.01 1.31 0.89 0.01 0.14 6.10 1.20. SAL: residuo del proceso de lixiviación ácida, ACL: residuo del proceso de lixiviación carbonato amoniacal, ZLS: zona limonítica superior, ZLI: zona limonítica inferior, ZS: zona saprolítica. El pH inicial de las muestras al parecer juega un importante papel en la masa de metal lixiviada, siendo mayor en el residuo SAL que presenta un pH ácido. En el ensayo de Batch se aprecia que el pH de las diferentes soluciones se incrementa pasadas 24 horas de agitación (Tabla A2.3). Tabla A2.3. Valores del pH inicial y final durante los ensayos Batch. SAL Ratio 1:5 1:20 1:250 1:5 pH 4.52 4.61 4.52 7.2 inicial pH 4.72 7.02 6.85 7.65 final ACL 1:20 7.80 ZLS ZLI ZS AL 1:5 1:20 1:250 1:250 1:5 1:20 1:250 1:5 1:20 1:250 1:5 1:20 1:250 7.8 7.86 7.90 7.72 5.39 5.37 5.31 5.79 5.73 5.85 7.10 7.16 7.10 7.52 7.86 7.39 7.63 7.60 7.58 7.64 7.60 7.32 7.48 7.55 7.80 7.39 7.60 SAL: residuo del proceso de lixiviación ácida, ACL: residuo del proceso de lixiviación carbonato amoniacal, ZLS: zona limonítica superior, ZLI: zona limonítica inferior, ZS: zona saprolítica, Al: aluvial Durante el análisis de las soluciones resultantes del ensayo Batch se controlaron otros metales (vanadio, titanio, aluminio, bario, plomo, el mercurio, el arsénico y el cadmio. , que no fueron detectados con el equipo empleado en el análisis. �421 Anejo 2. Ensayos Batch y secuencia de extracción 80 Mn 1:250 Mn 1:20 Mn 1:5 60 40 20 Masa lixiviada (mg/kg) Masa lixiviada (mg/kg) 80 ZLI 4 ZS Fe 1:5 40 20 Cr 1:250 Cr 1:20 3 SAL ACL ZLS AL Cr 1:5 2 1 ZLI ZS AL 4 Masa lixiviada (mg/kg) SAL ACL ZLS Masa lixiviada (mg/kg) Fe 1:20 0 0 Co 1:250 Co 1.20 3 Co 1:5 2 1 0 0 ZLI 12 ZS Ni 1:250 Ni 1:20 Ni 1:5 8 SAL ACL ZLS AL 4 ZLI 12 Masa lixiviada (mg/kg) SAL ACL ZLS Masa lixiviada (mg/kg) Fe 1:250 60 ZS AL Zn 1:250 Zn 1:20 Zn 1:5 9 6 3 0 0 SAL ACL ZLS ZLI ZS AL SAL ACL ZLS ZLI ZS AL Figura A2.1. Masa lixiviada en los ensayos de Batch a diferentes relaciones agua residuo. SAL: residuo del proceso de lixiviación ácida, ACL: residuo del proceso de lixiviación carbonato amoniacal, ZLS: zona limonítica superior, ZLI: zona limonítica inferior, ZS: zona saprolítica, AL: aluvial. A2.3. Secuencia de extracción (SE) Considerando que los residuos minero-metalúrgicos son los que representan las principales fuentes contaminantes de las aguas superficiales y de las aguas subterráneas del acuífero aluvial y viendo los resultados de los ensayos Batch anteriormente descritos se realizó una secuencia de extracción (SE) o especiación de los dos residuos con el objetivo de conocer las posibles formas o especies en que se encuentran. Determinar los mecanismos de adsorción y formas en que se encuentran los metales partir de las fases en que se desarrolla el lixiviado. Los resultados de las SE nos brindan una información �Anejo 2. Ensayos Batch y secuencia de extracción 422 aproximada que nos permite estimar las posibles formas en que pueden ser movilizados los diferentes elementos contaminantes. La metodología desarrollada es una adaptación de la de Ma y Urem (1995) para suelos con pH ácido, descrita en el Capítulo 3 de esta memoria. La concentración total de cada elemento en cada uno de los pasos o fases de la secuencia de extracción se detalla en la Tabla A2.4 y A2.5. La masa de cada elemento extraído en cada paso se calculó por diferencia con la concentración total de este en el residuo. El análisis estadístico muestra que la desviación es inferior al 10% para los elementos que su masa es superior al 0.001% en peso respecto al total, con la excepción del bario. Los resultados de la secuencia de extracción muestran que las mayores concentraciones de los diferentes elementos analizados se encuentran asociados a los óxidos e hidróxidos, con la excepción del bario. Estos resultados son obvios si consideramos que la composición de estos residuos son fundamentalmente óxidos e hidróxidos de Fe y Al. A continuación detallaremos los resultados de la secuencia de extracción paso por paso. Paso 1: Fracción soluble en agua. La fracción de sales solubles en agua, normalmente está asociada a los minerales de sulfato. La solución extractante empleada en este caso es agua destilada a pH=5.5, se emplea este pH porque es el establecidos para realizar los test a los residuos y además es el pH de equilibrio del agua de lluvia. El residuo ácido (SAL) es el que presenta la mayor capacidad de transferir metales al medio acuoso, mientras que el residuo ACL transfiere muy pocas sales al medio acuoso. Los resultados muestran como el pH del residuo al parecer es el factor que controla la movilidad de los diferentes metales analizados, siendo mayor en el residuo SAL, que presenta un pH inferior al de la solución extractante. En el residuo ACL, que presenta mayor pH, más porcentaje de partículas tamaño arcilla y mayor contenido de materia orgánica, se observa que la transferencia al medio acuoso es más limitada. El conocimiento de la fracción de metales que es potencialmente transferible al medio acuoso por disolución es de extraordinaria importancia pues en el caso de Moa las condiciones climáticas (precipitaciones anuales de más de 2000 mm) favorecen el proceso de disolución de los solutos al ponerse en contacto con las aguas meteóricas y su transporte e infiltración hasta las aguas subterráneas (Tabla A2.4 y A2.5). �423 Anejo 2. Ensayos Batch y secuencia de extracción Paso 2. Fracción adsorbida Los metales producidos por la actividad antropogénica normalmente están adsorbidos de diferentes formas en la superficie de las partículas de la matriz del medio poroso, en las cavidades y poros de las partículas o formando complejos en su superficie (Sposito, 1984; Sparks, 1995). La solución extractante empleada en este paso es NaEDTA 1% en NH4Oac 1M con pH 8.3. Se ha comprobado que el residuo ACL presenta una mayor proporción de metales adsorbidos que el residuo SAL. En este paso la masa total de metales es mucho mayor que la masa fácilmente soluble en agua. La extracción de los metales en orden decreciente en el residuo SAL es Al>>Fe>Mn>Ni>Zn»Co>Cr >Ba>Ti>V, mientras que en el residuo ACL es diferente Fe>Mn>Al >Ni>>Co>>>Ba»Zn>V>Ti (Tabla A2.4, A2.5 y A2.6). Paso 3. Fracción fácilmente reducible asociada al manganeso En este paso se emplea una solución de hidroquinona al 0.2% en NH4Oac 1M con pH=7, capaz de reducir el Mn. La fracción fácilmente reducible es muy pequeña (menos del 2.2% del peso total) en todos los metales. En esta fase la masa total de metal liberada es inferior a la fracción adsorbida y mayor que la fracción fácilmente soluble en agua. La masa de metales extraída en el residuo SAL en orden decreciente es Al>Fe>Mn>Co>Cr>Ni>V y en el residuo ACL es Fe>Mn>Ni>Al>Co> Cr>Ba (Tabla A2.4 y A2.5). Paso 4. Fracción asociada a los carbonatos En esta fracción se encuentran los metales asociados a los carbonatos de calcio y magnesio. Se emplea en este caso una solución de acetato sódico 0.5M a pH=4.74. A pesar de la existencia de carbonato en el residuo ACL se detecta la presencia de una pequeña fracción de metales asociados a esta fase (Tabla A2.4 y A2.5). En el caso del residuo SAL no existen carbonatos para las condiciones de pH que presenta. �Anejo 2. Ensayos Batch y secuencia de extracción 424 Paso 5. Fracción asociada a la materia orgánica (OM). En este paso se trata de separar los metales asociados a la materia orgánica eliminándola (Thomas, (1975), para ello se aplica agua oxigenada a pH=4.74, añadiendo al cabo de una hora acetato sódico con una concentración de 0.5M a pH=4.74. En esta fase se aprecia que la masa de metales asociada a la fracción orgánica es mucho mayor en el residuo ACL que en el residuo SAL, lo cual es de esperar debido a su diferencia en el contenido de materia orgánica. La masa total de metal liberada en ACL es de 868 mg/kg mientras que en el residuo SAL es casi 4 veces menor (228 mg/kg). Las concentraciones de metales más significativas asociadas a la materia orgánica son el Co, Ni, Cr y Mn y las menos importantes el Zn, V y AL (Tabla A2.4, A2.5 y A2.6). Paso 6. Fracción asociada a los óxidos e hidróxidos de Fe y Al La adsorción de metales en los óxidos e hidróxidos de los diferentes metales depende del pH, con rangos que varían según el tipo de metal estudiado. De acuerdo al pH de la solución aplicada el proceso predominante puede ser la adsorción o la desorción (Sposito, 1984; Sparks, 1995). En nuestro ensayo se ha aplicado una solución extractante de (NH4)2C2O4 0.175M con H2C2O4 0.1M con ratio 1:1, a pH=3.25. En el residuo ACL, para la solución acuosa aplicada de pH=3.5, se obtienen las mayores concentraciones de metal asociado a los óxidos e hidróxidos de Fe y Al lo que demuestra que estos metales están fuertemente fijados a la matriz de las partículas sólidas, por lo que la movilidad de la mayor parte de los metales asociados a los residuos es muy limitada (Tabla A2.4 y A2.5). Paso 7. Fracción residual Se realiza la digestión total de la muestra sólida resultante de los anteriores pasos, para ello se aplica un ataque escalonado de ácidos fuertes (HF, HNO3 y HCLO4) con ratios de 1:10. Los resultados de la digestión total muestran que los residuos están principalmente formados por Fe en más del 40% y en segundo lugar se encuentra el Al con una concentración superior al 4.5%. La masa total de todos los metales asociada a la estructura mineral es superior al 74% en cada uno de los elementos analizados en el residuo ACL, con la excepción del bario y en el residuo SAL es superior al 85%, con la �Anejo 2. Ensayos Batch y secuencia de extracción 425 excepción del bario. A continuación detallaremos la distribución de los diferentes metales con énfasis en los que han sido detectados en las aguas superficiales y subterráneas del municipio de Moa (Tabla A2.4, A2.5 y A2.6). Níquel: La masa de Ni del residuo SAL que es transferida a la solución acuosa en el primer paso de la SE es un orden de magnitud mayor que la del residuo ACL. Esta diferencia es debida a la diferencia de pH. Sucede lo contrario en el segundo paso donde la fracción de Ni adsorbida en el residuo ACL es más de un orden de magnitud que la del residuo SAL, aspecto que puede estar condicionado por el pH y el hecho de que el residuo ACL presenta una granulometría algo más fina. En el tercer paso se aprecia que la masa de Ni asociado al Mn fácilmente reducible en el residuo ACL es más de dos órdenes de magnitud que la existente en el residuo SAL, aspecto que consideramos está motivado por la diferencia de pH. En el cuarto paso se puede apreciar que el Ni asociado a los carbonatos en el residuo ACL es aproximadamente el 2.9% de la concentración total de este elemento en el residuo. En el quinto paso se aprecia que la masa de Ni asociada a la materia orgánica es prácticamente un orden de magnitud mayor en el residuo ACL con relación al residuo SAL, esta diferencia se debe a que en el proceso metalúrgico que origina el residuo ACL utiliza petróleo en el proceso de reducción de la fase mineral. En el sexto paso se aprecia que la masa principal del níquel extractable está asociado a la fracción de óxidos e hidróxidos de Fe por lo que su movilidad es muy limitada y solamente puede ocurrir ante soluciones muy ácida (pH<3). En el paso 7 se puede apreciar que en ambos casos más del 86% de la masa total de Ni está asociada a la estructura mineral y que solamente es posible liberarlo con un ataque con ácidos fuertes. Considerando la masa de Ni que puede ser liberada por estos residuos se puede plantear que el que mayor riesgo se presenta en el residuo SAL debido a su pH (Tabla A2.4 y A2.5). Cromo: la masa de Cr transferible a la solución acuosa en el primer paso es muy pequeña en el caso del residuo SAL 0.06 mg/kg, mientras que en el residuo ACL es nula. La fracción de Cr adsorbida en el residuo ACL es tres veces mayor que en el residuo SAL. La fracción de Cr asociada al Mn fácilmente reducible es casi un orden de magnitud mayor en el residuo ACL en comparación con el residuo SAL. En el caso de los carbonatos la masa de Cr relacionada en el residuo ACL es pequeña (1.5 mg/kg). La masa de cromo asociada a la materia orgánica es un orden de magnitud superior en el �Anejo 2. Ensayos Batch y secuencia de extracción 426 residuo SAL en comparación con el residuo ACL. En el caso del residuo SAL la masa asociada a los óxidos e hidróxidos de Fe y AL es algo menos de la mitad que la extraída en el residuo ACL. El contenido de Cr asociado a la fracción residual es tres veces mayor en el residuo ACL en comparación con el residuo SAL (Tabla A2.4 y A2.5). Manganeso: la fracción de Mn que es transferida al medio acuoso (paso 1) en el residuo SAL es un orden de magnitud superior que la transferida por el residuo ACL, esta diferencia es debida al pH del residuo. La masa de Mn adsorbida en el residuo ACL es un orden de magnitud mayor que la adsorbida en el residuo SAL, la diferencia se debe al pH del medio, pues a pH ácidos la adsorción del Mn disminuye y viceversa. La masa de Mn fácilmente reducible es 6 veces mayor en el residuo ACL en comparación con la del residuo SAL. La fracción de Mn en el residuo ACL es importante 433 mg/kg. La masa de manganeso asociado a la materia orgánica en el residuo ACL es un orden de magnitud superior a la del residuo SAL, esta diferencia es debido a la presencia de alifáticos en el residuo ACL como resultado del petróleo añadido en el proceso metalúrgico. La masa de Mn en el residuo asociada a los óxidos e hidróxidos de Fe y Al en el residuo ACL es similar en cantidad a la masa asociada a la materia orgánica, mientras que en el residuo SAL es prácticamente el doble de la asociada a la materia orgánica. La concentración de manganeso en la fracción residual es 1.4 veces mayor en el residuo ACL en comparación con la del residuo SAL (Tabla A2.4 y A2.5). Hierro: la fracción de Fe transferida al medio acuoso es dos veces mayor en el residuo SAL, esta diferencia se debe al pH y es probable que parte de este Fe se encuentre en estado amorfo, aunque comparado con la concentración total de Fe en los residuos se puede considerar prácticamente insignificante la masa liberada. El Fe adsorbido es un orden de magnitud mayor en el residuo ACL en comparación con el residuo SAL. La masa de Fe asociada al Mn fácilmente reducible es 9 veces mayor en el residuo ACL que en el residuo SAL. La fracción de Fe asociada a los carbonatos en el residuo ACL es de 312 mg/kg. La masa asociada a la materia orgánica es prácticamente un orden de magnitud mayor en el residuo ACL en comparación con el residuo SAL, aunque es mucho menor que la masa asociada al Mn. La fracción de Fe asociada a los óxidos de Fe y Al es un orden de magnitud mayor en el residuo ACL en comparación con la masa del residuo SAL. El Fe asociado a la fracción residual en ambos residuos supera el 43% del peso total (Tabla A2.4 y A2.5). �Anejo 2. Ensayos Batch y secuencia de extracción 427 Cobalto: la fracción de Co que pasa al medio acuoso es un orden de magnitud mayor en el residuo SAL en comparación con el residuo ACL. La masa de Co adsorbida es 20 veces mayor en el residuo ACL en comparación con el residuo SAL. La masa de Co asociada al Mn fácilmente reducible es 7 veces mayor en el residuo ACL en comparación con el residuo SAL. En el caso de los carbonatos la masa de Co adsorbida es de 40 mg/kg en el residuo ACL. La masa de Co asociada a la materia orgánica es 7 veces mayor en el residuo ACL. En el caso de los óxidos de Fe y Al es casi 2 veces mayor en el residuo ACL. La masa total de Co en el residuo ACL es tres veces mayor que en el residuo SAL. En el caso del residuo SAL se puede señalar que la concentración de Co es muy similar en los 6 primeros pasos de la secuencia de extracción con un rango entre 1.45 y 3.81 (Tabla A2.4, A2.5 y A2.6). Durante el análisis de las soluciones resultantes de la secuencia de extracción se controlaron otros metales como el Zn, V, Ti, AL y el bario los cuales se relacionan en la Tabla A2.4 y A2.5. Además se analizó el plomo, el mercurio, el arsénico y el cadmio pero en ningún caso se detecto concentración en las soluciones obtenidas en cada uno de los pasos de la SE. La SE nos brinda varios resultados y dentro de ellos uno de los más importantes es conocer la masa de metales que esta biodisponible en los residuos, con el objetivo de poder disponer de una estimación de las concentraciones que pueden pasar al medio ambiente. La masa biodisponible se corresponde con la suma de los dos primeros pasos de la SE. En este estudio hemos podido constatar que la masa de los principales contaminantes en el caso del Cr es de 0.2 mg/kg en el residuo ACL, mientras que en el residuo SAL es tres veces mayor (0.67 mg/kg) (Tabla A2.4, A2.5 y A2.6).. En el Ni la masa biodisponible del residuo ACL es 796 mg/kg, prácticamente tres ordenes de magnitud mayor que en el residuo SAL (5.48 mg/kg). Sin embargo en este caso para el residuo ACL esta masa se mueve poco debido a las condiciones de pH casi neutras del medio. En el caso del Co la masa es prácticamente un orden de magnitud mayor en el residuo ACL en comparación con la masa del residuo SAL. El otro elemento que podría tener interés desde el punto de vista medioambiental es el Zn, pero la masa disponible en los dos casos es pequeña (Tabla A2.4, A2.5 y A2.6). �428 Anejo 2. Ensayos Batch y secuencia de extracción 1000000 Residuo SAL 100000 Concentración (mg/kg) 10000 1000 100 10 1 Masa total Masa extracctable Masa biodisponible 0.1 0.01 Co Zn V Ni Cr(total) Ti Mn Al Fe Ba 1000000 Residuo ACL 100000 Concentración (mg/kg) 10000 1000 100 10 1 Masa total Masa extractable Masa biodisponible 0.1 0.01 Co Zn V Ni Cr(total) Ti Mn Al Fe Ba Metales Figura A2.2. Comparación de la concentración total de 10 metales en cuanto a su concentración total, la extractable y la biodisponible. �Anejo 2. Ensayos Batch y secuencia de extracción 429 ��419 Fase Soluble en agua Desviación estándar % del total Adsorbida Desviación estándar % del total Asociado al Mn reducible Desviación estándar % del total Asociado carbonato Desviación estándar % del total Asociado a la materia orgánica Desviación estándar % del total Asociado a óxidos de Fe y Al Desviación estándar % del total Residual Desviación estándar % del total Suma todas las fases Extractable Biodisponible Pasos 1 2 3 4 5 6 7 Total 297.89 16.89 3.59 281.00 11.00 85.67 ±9.23 3.81 0.40 1.16 3.23 0.88 0.98 2.32 0.47 0.71 2.14 0.15 0.65 Co 1.45 0.44 0.40 127.46 4.06 2.91 123.40 6.10 89.43 ±7.64 n.d. n.d. n.d. 0.01 0.00 0.00 n.d. n.d. n.d. 2.41 0.80 1.75 Zn 0.50 0.06 0.36 237.02 19.92 0.08 217.10 9.70 82.87 ±9.24 19.4 0.90 7.40 0.27 0.47 0.10 0.04 0.07 0.01 0.08 0.19 0.03 V n.d. n.d. n.d. 1620.30 24.20 5.48 1596.10 95.40 98.62 ±0.17 14.24 0.91 0.81 1.92 2.78 0.11 0.1 1.36 0.01 2.79 2.53 0.16 Ni 3.05 0.15 0.17 5166.54 61.74 0.67 5104.80 353.00 96.92 ±1.91 42.37 3.24 0.80 15.72 1.76 0.30 0.44 0.22 0.01 0.61 0.30 0.01 Cr(total) 0.06 0.01 0.00 5490.46 10.46 0.16 5480.00 141.3 96.58 ±3.24 10.20 0.77 0.18 n.d. n.d. n.d. n.d. n.d. n.d. 0.15 0.01 0.00 Ti 0.01 0.01 0.00 1471.60 70.50 2.98 176.76 5.30 0.36 263.79 49.06 0.53 898.13 234.91 1.82 Al 12.04 0.25 0.02 1229.73 136.14 0.28 2.71 1.62 0.00 37.27 8.19 0.01 55.47 14.91 0.01 Fe 1.57 0.51 0.00 0.02 0.03 0.06 0.04 0.04 0.15 n.d. n.d. n.d. 0.44 0.23 1.55 Ba 18.50 8.14 65.37 4050.47 243.47 94.58 49362.6 2981.0 910.17 435798.7 1424.89 56.04 23.42 20.02 18.94 3807.00 46381.60 434373.80 3.40 214.50 2661.80 18434.00 7.35 91.45 94.03 99.67 12.01 ±2.70 ±0.06 ±0.01 ±17.26 44.27 2.47 1.06 27.49 2.63 0.66 22.35 4.05 0.54 36.76 8.27 0.88 Mn 57.82 1.80 1.39 497368.20 2835.64 228.16 326.22 996.48 Total 94.00 Tabla A2.4. Concentración de los diferentes metales y la fracción extractable de cada uno de los elementos en el residuo SAL (concentración en mg/kg, n.d. no detectado). Anejo 2. Ensayos Batch y secuencia de extracción �420 Fase Soluble en agua Desviación estándar % del total Adsorbido Desviación estándar % del total asociado al Mn reducible Desviación estándar % del total Asociado carbonato Desviación estándar % del total Asociado a la materia orgánica Desviación estándar % del total Fe and Al oxides Desviación estándar % del total Residual Desviación estándar % del total Suma todas las fases Extractable Biodisponible Pasos 1 2 3 4 5 6 7 Total 3.72 1.31 0.82 0.59 0.50 0.13 0.45 0.39 0.10 n.d. n.d. n.d. 3.21 1.39 0.70 Zn 0.23 0.13 0.05 5.79 0.34 2.28 n.d. n.d. n.d. 0.30 0.17 0.12 n.d. n.d. n.d. 0.12 0.06 0.05 V 0.01 0.00 0.00 1010.44 420.00 230.52 183.44 8.20 6.22 40.20 3.44 0.13 827.00 411.80 224.30 40.30 10.90 8.60 79.44 90.30 88.31 ±2.93 ±7.9 ±9.24 61.71 6.49 5.93 24.97 2.82 2.40 41.91 2.85 4.03 14.65 2.84 1.41 40.16 3.95 3.86 Co 0.04 0.01 0.00 5476.97 119.67 796.97 4680.00 108.90 77.90 ±8.74 324.81 41.31 5.41 134.24 12.23 2.32 176.41 8.25 2.94 41.84 6.90 0.70 119.45 12.91 1.99 Ni 0.22 0.02 0.00 16993.60 86.27 0.20 16907.30 1198.90 98.33 ±1.17 79.45 9.60 0.46 3.14 0.24 0.02 1.74 1.51 0.01 1.74 1.51 0.01 0.20 0.11 0.00 Cr(total) n.d. n.d. n.d. 5334.5 207.3 74.28 ±3.66 341.13 18.78 4.75 335.13 26.00 4.67 433.07 24.17 6.03 153.91 29.61 2.14 320.87 27.43 4.47 Mn 3.55 0.72 0.05 574.60 6922.16 1.60 1587.66 0.04 131.56 573.00 24.20 95.34 ±4.39 1.56 0.43 0.26 n.d. n.d. n.d. n.d. n.d. n.d. n.d. n.d. n.d. 0.04 0.07 0.01 Ti n.d. n.d. n.d. 19259.33 935.48 3.92 114.84 9.70 0.02 312.86 11.19 0.06 206.76 33.99 0.04 653.53 78.11 0.13 Fe 0.76 1.10 0.00 46995.30 481338.00 1973.68 20548.00 131.56 654.30 45021.6 460790.40 1852.8 1621.20 93.86 93.68 ±2.02 ±2.15 1413.33 115.22 2.95 253.33 19.03 0.53 157.41 13.68 0.33 18.05 1.36 0.04 131.53 14.83 0.27 Al 0.03 0.09 0.00 39.89 29.83 22.44 10.06 3.00 23.53 ±14.17 1.23 0.17 2.74 1.99 0.35 4.43 3.98 0.41 8.84 0.19 0.07 0.43 3.44 0.30 7.64 Ba 19.00 5.14 42.22 534779.96 21492.12 868.26 1128.13 437.14 1272.34 Total 23.54 Tabla A2.5. Concentración de los diferentes metales y la fracción extractable de cada uno de los elementos en el residuo ACL (concentración en mg/kg, n.d. no detectado). Anejo 2. Ensayos Batch y secuencia de extracción �Table A2.6. Concentración de los diferentes elementos en orden decreciente de la masa extraída en cada una de las fases de acuerdo a su concentración total. SAL ACL Metales Metales pesados Fase Metales Metales pesados Mn>>Ba>Al>Fe>Ti Ni>Co>Zn>Cr Fracción soluble en agua Ba>>Mn>Fe> Al Zn≈Ni>Co Al>>Fe>Mn>Ba>Ti Adsorbido Fe>Mn>Al>Ba>Ti Ni>>Co>Zn>V Ni>Zn≈Co>Cr>V Al>Fe>Mn Co>Cr>Ni>V Asociado al manganeso fácilmente Fe>Mn>Al>Ba Ni>Co>Cr reducible Asociado a los carbonatos Mn>Fe>Al>Ba>Ti Ni>Co>Cr>Zn Al>Mn>Fe>Ba Cr>Co>Ni>V>Zn Materia orgánica Mn>Al>Fe>Ba Ni>Co>Cr>Zn Fe>Al>Mn>Ti>Ba Cr>V>Ni>Co Óxidos de Fe y Al Fe>Al>>Mn>Ti>Ba Ni>>Cr>Co>V>Zn Fe>Al>Ti>Mn>Ba Cr>Ni>Co>V>Zn Residual Fe>Al>Mn>Ti> Ba Cr>Ni>Co>Zn>V Fe>Al>Ti>Mn>Ba Cr>Ni>Co>V>Zn En el residuo inicial Fe>Al>Mn>Ti> Ba Cr>Ni>Co>Zn >V Anejo 2. Ensayos Batch y secuencia de extracción 421 �433 Anejo 3. Isotermas de adsorción Anejo 3. Isotermas de adsorción Las isotermas de adsorción describen la relación de actividad o equilibrio entre un soluto cualquiera en la solución y el adsorbente (matriz del medio poroso) a unas condiciones fisicoquímicas determinadas. De acuerdo con la forma de la curva de adsorción se puede Concentración relativa C/Co definir a simple vista las posibilidades de que ocurra el proceso de adsorción (Figura A3.1). Concentración en la solución Figura A3.1. Representación de los tipos generales de isotermas de adsorción (Marzal, 1992). El proceso de adsorción de los solutos orgánicos e inorgánicos se describe mediante 4 tipos o clases fundamentales de isotermas y diferentes subgrupos (Figura A3.2, Giles et al., 1960; Sposito, 1984, 1994; Sparks, 1995, Jenne, 1998). Esta clasificación de las isotermas de adsorción en 4 grupos fundamentales se basa en la forma inicial de la pendiente de las mismas, mientras que los distintos subgrupos se basan en las posibles formas de la parte superior de la curva (meseta) que describe la isoterma de cada soluto. En la Figura A3.2, se recogen los principales formas de las isotermas que se han reportado en la literatura. En nuestro caso nos centraremos en las que son mas comunes en el caso de los metales pesados que son las que nos interesan para el trabajo que realizamos. De acuerdo con Sparks, (1995 pag. 106), las isotermas más características para los metales son las cuatros primeras. Mayor información sobre los diferentes subgrupos puede verse en Giles et al., (1960). - Isotermas de Tipo C: Las isotermas de tipo C, no son mas que las isotermas lineales, donde se mantienen en equilibrio la masa del soluto en la solución acuosa y la masa de soluto adsorbida en la matriz sólida, sin que se pueda especificar los mecanismos de adsorción entre el soluto y el adsorbente (Sparks, 1995). La existencia de una isoterma lineal es indicativo de que los sitios de adsorción permanecen constante, ósea que a medida que sé adsorbe el soluto �Anejo 3. Isotermas de adsorción 434 más sitios de adsorción se van creando. Esta isoterma es también indicativo de que el soluto puede entrar a regiones inaccesibles para el solvente. Giles et al., (1960), plantea que el soluto entra mas fácil a la matriz sólida que el solvente. Según este autor normalmente este tipo de isoterma se mantiene constante hasta un determinado valor de concentración en que la curva cambia bruscamente de pendiente y adquiere en su parte superior una meseta completamente horizontal (Figura A3.2). Existen determinadas condiciones en el medio poroso que favorecen la existencia de isotermas de tipo C: a) existencia de moléculas muy flexibles en el medio poroso debido a diferentes grados de cristalización de los minerales que lo forman (presencia de minerales amorfos, materia orgánica, etc.); b) mayor afinidad del soluto con el sustrato que con el solvente; c) gran poder de penetración del soluto en la matriz debido a sus características fisicoquímicas y d) la existencia de determinadas condiciones en la estructura cristalina de los sólido que permitan su adsorción. - Isoterma tipo L: los solutos con este tipo de isotermas son indicativos de una gran afinidad entre el soluto y el adsorbente para bajas concentraciones, lo cual va decreciendo en la medida que aumenta la concentración. Estas isotermas se caracterizan por una disminución de la pendiente en la medida que se incrementa la concentración, debido a una disminución de los sitios de adsorción y termina convirtiéndose en una meseta plana al adsorbente ser cubierto completamente. El valor de la masa adsorbida para esta meseta se le considera como la máxima masa de un soluto que puede adsorber este medio poroso. En este caso se obtiene que Cw/Co =1, o sea saturación de los sitios de adsorción (Figura A3.2). Estas isotermas en compuestos orgánicos se ha comprobado que las moléculas se disponen de forma plana en la superficie de las partículas sólidas y que ocasionalmente pueden estar en formas verticales (Giles et al., 1960). - Isoterma tipo h: son un caso particular de las isotermas tipo L. Este tipo de isoterma es indicativo de una alta afinidad entre el soluto y el adsorbente. Para bajas concentraciones la masa de soluto en la solución es completa e instantáneamente adsorbida. La parte inicial de la curva que describe esta isoterma es inicialmente completamente vertical (Giles et al., 1960). En este caso la masa de soluto adsorbida por la matriz sólida es muy grande, normalmente se necesita una gran concentración para poder saturar los sitios de adsorción. En algunos caso puede tener lugar la formación de complejos y precipitación del soluto en forma de otros minerales (Sparks, 1995) (Figura A3.2). �Anejo 3. Isotermas de adsorción 435 Figura A3.2. Clasificación de las isotermas y representación de los diferentes subgrupos de isoterma de adsorción (Giles et al, 1960) - Isoterma tipo S: este tipo de isotermas es indicativo de que a bajas concentraciones del soluto en la solución acuosa existe poca afinidad entre el soluto y el adsorbente. Esta afinidad se incrementa en la medida que aumenta la concentración de soluto en la solución, hasta un cierto valor de concentración donde se produce una saturación de los sitios de adsorción (Figura A3.2). Este tipo de isoterma es característico para determinadas condiciones: a) cuando las moléculas del soluto son monofuncional; b) la existencia de una atracción intermolecular moderada, causando esto la formación de paquetes en forma regular en la superficie del sólido que realiza la adsorción; c) encontrarse una situación de fuerte competencia por los sitios de adsorción entre las moléculas del soluto y las del solvente u de otra especie. Este tipo de curva es característico de compuestos orgánicos. �437 Anejo 4. Calibraciones Anejo 4. Calibraciones Para el desarrollo de la investigación fue necesario poner a punto un gran número de sensores cuyos resultados de la calibración se muestran a continuación. En la calibración del TDR es necesario tener en cuenta el tamaño de la muestra y evitar que durante la introducción de las patas del sensor en el suelo se produzca la separación o acortamiento de la distancia entre ellas, para ellos es necesario utilizar el dispositivo que se muestra en la Foto A4.1. Foto A4.1. Instrumento para perforar la muestra de suelo. 1.8 1.6 1.4 Voltios 1.2 1 0.8 0.6 TDR1 0.4 v = 5,5539x - 0,4887 R2 = 0,9756 0.2 TDR2 TDR3 v = 5,8563x - 0,5681 R2 = 0,9907 v = 5,8186x - 0,5716 R2 = 0,9803 0 0 0.05 0.1 0.15 0.2 Humedad Figura. A4.1. Calibración del TDR. 0.25 0.3 0.35 0.4 �438 Anejo 4. Calibraciones 35 30 Aaltura (mm) 25 20 15 y = 11.469x + 18.388 R 2 = 0.9997 10 5 0 -1.5 -1 -0.5 0 0.5 1 1.5 Mili voltios Figura A4.2. Calibración del transductor de desplazamiento (LVDT). Caudal (cm3) 2000 1500 1000 y = 3.2141x + 18.543 2 R = 0.9994 500 0 0 100 200 300 400 500 600 700 Tiempo (min) Figura A4.3. Calibración de la electroválvula. 90000 80000 70000 Curva de carga y = 3E+06x - 10791 R2 = 1 Peso (g) 60000 de -descarga y =Curva 3E+06x 10751 2 R =1 50000 40000 30000 20000 10000 0 0 0.005 0.01 0.015 0.02 Milivoltios Figura A4.4. Calibración de la célula de carga. 0.025 0.03 0.035 �439 Anejo 4. Calibraciones 55 Tempe (oC) 50 Termometro 1 45 40 35 y = 93.719x + 3.1164 R2 = 0.9998 30 25 20 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 Mili Voltios 55 Tempe (oC) 50 Termometro 2 45 40 35 y = 100.64x - 1.5033 R2 = 0.9994 30 25 20 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 Mili Voltios 55 Tempe (oC) 50 Termometro 3 45 40 35 y = 94.696x + 2.3428 R2 = 0.9998 30 25 20 0 0.1 0.2 0.3 Mili Voltios Figura A4.5. Calibración de los termómetros. 0.4 0.5 0. �440 Anejo 4. Calibraciones 24.00 23.50 Vaisala 1 Temperatura oC 23.00 22.50 y = 15.71x - 38.805 R2 = 0.9997 22.00 21.50 21.00 20.50 3.75 3.80 3.85 3.90 3.95 4.00 Mili Voltios 24.00 23.50 Vaisala 2 Temperatura oC 23.00 22.50 22.00 y = 15.851x - 39.373 R2 = 0.9998 21.50 21.00 20.50 3.80 3.85 3.90 3.95 4.00 Mili Voltios 23.80 23.60 y = 15.441x - 37.78 R2 = 0.9997 Vaisala 3 Temperatura oC 23.40 23.20 23.00 22.80 22.60 22.40 22.20 3.88 3.90 3.92 3.94 3.96 Mili Voltios Figura A4.6. Calibración de los termómetros de los higrómetros. 3.98 4.00 �441 Anejo 4. Calibraciones Humedad relativa (%) 100 Vaisala 1 valor teórico Valor real 80 y = 10.009x - 0.0104 R2 = 1 60 40 y = 10.313x - 1.2728 2 R = 0.9996 20 0 0 2 4 6 8 10 Milivoltios Humedad relativa (%) 100 Vaisala 2 valor teórico 80 Valor real y = 9.9956x + 0.0348 R2 = 1 60 40 y = 10.105x - 0.2897 R2 = 1 20 0 0 2 4 6 8 10 Milivoltios Humedad relativa (%) 100 Vaisala 3 valor teórico Valor real 80 60 y = 10.015x - 0.0687 R2 = 1 40 y = 10.181x + 0.4183 R2 = 0.9999 20 0 0 2 4 6 Milivoltios Figura A4.7. Calibración humedad relativa higrómetros marca “Vaisala” 8 10 �442 Anejo 4. Calibraciones 20 y = 2.4812x + 11.505 2 R = 0.9952 18 16 y = 1.6769x + 13.27 R2 = 0.9913 Sp-5 SP-3 14 Sp-2 Sp-1 Sp-6 mVolt 12 y = 3.0829x + 8.0909 R2 = 0.9925 10 y = 3.3865x + 6.3968 R2 = 0.9978 8 y = 3.1411x + 0.4945 2 R = 0.9984 6 4 2 0 0 0.5 1 1.5 2 Succión (Mpa) Figura A4.8. Calibración psicrómetros con cápsula de cerámica. 2.5 3 3.5 �Listado de símbolos 443 Listado de símbolos θ φi θin θm ρ ρh ρs ρd ρw β ∇ ∇C ∇h λ γ γs γn ϕ η σ σ´ Τ ν ρdo ωo ωr µ1,t µ2,t µ3,t µs1 µs2 εv A Ag Ap As C CC Cf Cim Cm Co Cs Cw contenido volumétrico de agua término fuente sumidero ecuación de flujo. contenido volumétrico de agua en la región inmóvil (modelo de dos sitios). contenido volumétrico de agua en la región móvil. densidad densidad húmeda densidad de las partículas densidad seca densidad del agua. fracción de soluto en la que ocurre la adsorción instantánea en el modelo de dos sitios o fracción de agua móvil en el modelo de dos regiones. nivel del agua. variación de concentración. variación de nivel. parámetro del modelo de Van Genuchten. peso específico. peso específico de las partículas sólidas. peso específico natural. porosidad. factor de degradación por actividad cinética (sitio 1) en los modelos de dos sitios. tensión. tensión efectiva. tiempo en modelos de dos sitios. velocidad del flujo. densidad seca inicial. humedad inicial. límite de retracción. momento de pico varianza sesgo relación (ratio) de la pérdida de masa de soluto modelos de dos sitios (sitio 1 adsorción instantánea). relación (ratio) de la pérdida de masa de soluto modelos de dos sitios (sitio dos adsorción cinética). deformación volumétrica final. área. área de grietas. ancho del pulso. área superficial de partículas. concentración en la solución. índice de compresión ensayos edométricos. concentración final. concentración en la fase inmóvil modelo de dos sitios. concentración en la fase móvil modelo de dos sitios. concentración inicial. índice de hinchamiento ensayos edométricos. concentración en el agua. �Listado de símbolos Cw1 Cwi Cw2 D α Dm E F fc fs H h i k Kd Kf KL Km knosat ksat L M n P Po q Q R R2 Rm s Sa Sb Sd Se Se Sins Sm Smax Sr Sret St Sv T to T T v vin vm 444 concentración en el agua en el sitio uno (adsorción instantánea) modelo de dos sitios. concentración inicial en el agua procesos de desorción concentración en el agua en el sitio dos (adsorción cinética) modelo de dos sitios. dispersión molecular. dispersividad. dispersión molecular en la fase móvil modelo de dos sitios. módulo de deformación ensayos de compresión simple. fracción de soluto para la que ocurre la adsorción instantánea fracción de soluto en la solución según el modelo de Karickhoff (1980) fracción de soluto en el sólido según el modelo de Karickhoff (1980) altura. altura de los estratos, capas de residuos. gradiente hidráulico. permeabilidad. coeficiente de reparto. coeficiente de Freundlich (representa el coeficiente de reparto). coeficiente de reparto de la isoterma de adsorción linealizada. kilómetros. permeabilidad no saturada. permeabilidad saturada. longitud. unidades de masa (mg, g, kg). exponente de la ecuación de Freundlich. número de Peclet. valor de entrada de aire de la curva de retención modelo de Van Genuchten. caudal específico. caudal. factor de retardo. coeficiente de correlación factor de retardo instantáneo (modelo de dos sitios). succión. masa adsorbida. superficie específica por unidad de volumen. masa desadsorbida. adsorción efectiva. superficie específica. adsorción instantánea. superficie específica por unidad de masa. adsorción máxima grado de saturación. masa retenida adsorción en función del tiempo. superficie específica por unidad de volumen de partículas. tiempo. tiempo de inyección de soluto. transmisividad. tiempo modelo de dos sitios o dos regiones velocidad. velocidad en la región inmóvil. velocidad en la región móvil. �Listado de símbolos V Vg Vp Vpd Vpin Vs Vw w w wl wl wr Ws Ww Fa volumen. volumen de grietas. volumen de poros. volumen de poros inyectados sin soluto proceso de desorción ensayos de flujo. volumen de poros inyectado con soluto proceso de adsorción ensayos de flujo. volumen de sólidos. volumen de agua. humedad. número de Damkholer. límite líquido. límite plástico. límite de retracción. peso de los sólidos. peso de agua. coeficiente de adsorción según el modelo de Karickhoff (1980) Abreviaturas empleadas en la memoria ACL Al Ca CIC Cl Cr DBQ DQO ec. EPA Fe H HCO3 icb IP Mg Mn MO N Na Ni OD OMS SAL TSD residuo del proceso de lixiviación carbonato amoniacal. aluminio. calcio capacidad de intercambio catiónico. cloro cromo. demanda bioquímica de oxígeno demanda química de oxígeno ecuación. agencia estadounidense de protección ambiental. hierro. hidrógeno. bicarbonatos índice de cambio de base índice de plasticidad. magnesio. manganeso materia orgánica. número de muestras. sodio níquel. oxígeno disuelto Organización mundial de la salud. residuo del proceso de lixiviación ácida. total de sólidos disueltos 445 �Listado de símbolos Sistema de unidades cm KPa L m Meq µ min mm MPa s centímetro Kilo Pascal litros metro miliequivalentes micras minutos milímetros Mega Pascal segundos 446 �447 Listado de figuras Listado de Figuras Figura I.1. Diagrama de flujo con la metodología de trabajo. 7 Figura 1.1. Ubicación geográfica de la isla de Cuba y el municipio de Moa. Figura 1.2. Ubicación del Municipio minero de Moa en la provinvia de Holguín. Figura 1.3. Principales instalaciones que conforman la infraestructura del distrito minero de Moa Figura 1.4. Mapa de altitudes del municipio minero de Moa. Figura 1.5. Representación de los valores máximos, mínimos y medios de la temperatura, la evaporación y la humedad relativa mensual en el período de observación de 1973-1995. Estación climatológica El Sitio, S. De Tánamo Figura 1.6. Valores medios mensuales de precipitación en tres pluviómetros y evaporación en la estación climatológica El Sitio (S. De Tánamo) Figura 1.7. Ubicación de la faja ofiolítica Mayarí-Baracoa Figura 1.8. Esquema geológico del Municipio de Moa. Figura 1.9. Columna litológica de uno de los pozos del acuífero aluvial del Río Moa. Formación Río Macío Figura 1.10. Columna litológica y composición química de los materiales de un pozo perforado en la Formación Punta Gorda Figura 1.11. Columna geológica sintética de los macizos de rocas ofiolíticas de MoaBaracoa, donde se pueden observar los principales tipos litológicos de rocas existentes Figura 1.12. Epicentros de seísmos registrados en la región oriental de la Isla de Cuba y áreas aledañas 1979-1994, con profundidad del epicentro h≤30 km. Figura 1.13. Perfil del corte del yacimiento laterítico Moa. Distribución de los principales elementos químicos en el corte de acuerdo con la profundidad 11 12 Figura 2.1. Tipos de presas de almacenamiento de residuos, de acuerdo a la forma de construcción del cierre. A) Línea central, B) Aguas abajo, C) Línea central desplazada y D) Aguas arriba. Figura 2.2. Esquema de los elementos que integran una presa de residuos. Parte superior el dique y parte inferior el vaso Figura 2.3. Formas de verter los residuos minero-metalúrgicos. I) bajo de agua y II) al medio ambiente. A)Húmedos, B) Secos y C) Lodos o Colas Figura 2.4. Esquema de la descarga de lodos mineros en una balsa de residuos. (Modificado de Vick, 1996). Figura 2.5A. Representación de las curvas granulométricas de estériles procedentes de diferentes tipos de minas Figura 2.5B.A) Rangos de granulometría en los que pueden desarrollarse los procesos de licuefacción. B) Rango para residuos mineros que por el tamaño de sus partículas se clasifican como limos Figura 2.5C. Variación del nivel freático que provoca la construcción de una escombrera sobre un acuífero libre. Figura 2.6. Casos más frecuentes de minas a cielo abierto donde se produce la intersección o alteración del nivel freático. A) Recarga del acuífero desde el hueco minero, B) Flujo a través del hueco minero y C) Flujo hacia el hueco minero. Figura 2.8. Se muestra las pendientes para la que ocurre la mayor erosión por el agua y el viento en los taludes de las presas de residuos y estériles. 12 13 15 16 17 18 19 20 22 24 28 44 46 48 48 53 55 63 65 72 Figura 3.1. Representación de los puntos de muestreo de las aguas superficiales, 78 subterráneas, residuales y manantiales Figura 3.2. Representación de los puntos de muestreo del área del acuífero aluvial estudiada y de tres puntos de aguas superficiales en el río Moa �448 Listado de figuras y de tres puntos de aguas superficiales en el río Moa Figura 3.3. Localización de los puntos de muestreo de residuos sólidos en las presas de residuo de los dos procesos metalúrgicos Figura 3.4. Bandejas de PVC ranuradas en la base para el estudio de la retracción en el residuo. Parte superior sección. Parte inferior en planta. Figura 3.5. Sección del contenedor utilizado en los ensayos de retracción del residuo para diferentes condiciones de humedad relativa. Figura 3.6. Equipo para la determinación de la resistencia a la tracción del suelo Figura 3.7. Sección de la columna usada en los ensayos de flujo y transporte Figura 3.8. Esquema de la columna. I) Desarrollo del cilindro que muestra la ubicación de cada uno de los censores. II) Sistema de adquisición de datos y III) representación de la columna en 3-D Figura 3.9. Vista en pantalla de la salida gráfica y digital de los diferentes sensores. El color indica el parámetro que se esta midiendo. 79 Figura 4.1. Representación esquemática de los modelos de dos sitios (Brusseau and Rao, 1989). Figura 4.2. Influencia del valor de R en la curva de llegada del soluto. Condiciones de equilibrio local. Isoterma de adsorción lineal. Figura 4.3. Influencia del valor de D en la curva de llegada del soluto. Simulación en condiciones de equilibrio local. Isoterma de adsorción lineal. Figura 4.4. Influencia del valor de v en la curva de llegada del soluto. Este caso es un ensayo con equilibrio local. La velocidad (v) en cm/h. Figura 4.5. Influencia del valor de w en la curva de llegada del soluto, para diferentes condiciones de no equilibrio. Velocidad de 1 cm/h. Figura 4.6. Influencia del valor de β en la curva de llegada del soluto. Velocidad 1 cm/h y concentración constante para todos los casos. Figura 4.7. Influencia de la concentración sobre la curva de llegada del soluto. 117 Figura 5.1. Red hidrográfica del municipio de Moa. Figura 5.2. Puntos de muestreo (Noviembre de 1996). Aguas superficiales y residuales de los procesos metalúrgicos. Figura 5.3. Diagramas de Stiff modificados. Aguas superficiales de los río Moa, Yagrumaje y Cabañas y de dos manantiales (puntos 22 y 25) en las rocas ultramáficas Figura 5.4. Concentración de los diferentes metales en las aguas superficiales y dos manantiales de los existentes en las rocas ultramáficas. Figura 5.5. Evolución de la contaminación en las aguas superficiales del río Moa Figura 5.6A. Materiales geológicos constituyentes del sistema acuífero y situación de los puntos agua (INRH, 1983). Figura 5.6B. Esquema de las unidades acuíferas de un sector del municipio de Moa Figura 5.7. Mapa piezométrico de un sector del Municipio de Moa (INRH, 1983). Figura 5.8. Oscilaciones piezométricas para el año 1987 en el acuífero de las rocas ultramáficas. Pozo 86 en ultrabasitas y pozo 63 laterítas Figura 5.9. Mapa geológico con la ubicación de la terraza aluvial del río Moa y perfil geológico (INRH, 1983). Figura 5.10. Superficie piezométrica del acuífero aluvial. A) Noviembre de 1983 (INRH). B) Noviembre de 1996. Figura 5.11. Evolución piezométrica durante el año 1978 (INRH, 1983) del pozo 7 acuífero aluvial Figura 5.12. Relación entre la variación de los niveles piezométricos y la distribución de las precipitaciones en el área de estudio en 1987. A) Precipitaciones en los tres pluviómetros del área de estudio (INRH, 1987). B) Niveles piezométricos en las ultramáficas y laterítas (Trutie, 1988). Figura 5.13. Representación esquemática del balance hidrológico en el acuífero aluvial considerando un año medio 133 80 91 92 94 95 101 106 125 126 126 127 128 129 134 136 139 140 142 143 145 145 147 148 148 150 151 �449 Listado de figuras Figura 5.14. Variación del pH y la alcalinidad en el área del acuífero aluvial estudiada en función de la distancia a la presa del residuo SAL. Figura 5.15. Relación entre la conductividad y el total de sólidos disueltos (TSD) en el acuífero aluvial. Figura 5.16. Concentración de los elementos mayoritarios en el agua del acuífero aluvial en función de la distancia a la presa de residuos del proceso de lixiviación ácida. Figura 5.17. Diagramas de Stiff modificados para las aguas del acuífero de las rocas ultramáficas Figura 5.18. Diagramas de Stiff modificados para las aguas del acuífero aluvial y tres puntos de las aguas superficiales del río Moa Figura 5.19A. Variación de la concentración de los principales contaminantes en el acuífero aluvial (Ni, Fe, Mn, Cr). Figura 5.19B. Normalización de la distribución de los contaminantes metálicos en el acuífero aluvial. Figura 5.20. Relación entre la concentración de sulfato y de manganeso en el acuífero aluvial. Figura 5.21. Relación entre los diferentes contaminantes del agua subterránea del acuífero aluvial. Figura 5.22. Evolución de la concentración media de los principales contaminantes en el pozo 7, acuífero aluvial (datos del INRH). Figura 5.23A. Representación de la evolución de la contaminación de sulfatos y la conductividad en el pozo 7 (punto 7) acuífero aluvial Figura 23A.BResultados de los ensayos Batch. Figura 5.24. Diagramas de Piper. Figura 5.25. Representación gráfica del porcentaje de agua de la presa de residuos mezclada con el agua del acuífero aluvial. Figura 5.26. Simulación de la composición química de las aguas del acuífero aluvial y las presas de residuo. Se supone que la composición en sales del punto 13, es el resultado de la mezcla del agua intersticial del residuo con el agua del punto 5 en el acuífero aluvial. Figura 5.27. Índice de saturación vs total de sólidos en las aguas subterráneas. Figura 6.1. Ubicación de las presas de cola en el municipio minero de Moa en Nicaro. Figura 6.2. Curvas granulométricas de los residuos de la industria cubana del níquel. Figura 6.3. Curva edométrica representada en coordenadas semilogarítmicas (saturado y colapso). Figura 6.4A. Resultados del ensayo de compresión simple en función de la humedad. Figura 6.4B. Resultados del ensayo de compresión simple. A) Módulo de deformación, B) Resistencia a la compresión en función del grado de saturación Figura 6.5. Curvas de resistencia a la tracción con diferentes grados de saturación. A) Método Brasileño y tracción directa. Figura 6.6. A) Relación entre la tensión normal y la tensión de corte. B) Curva de tensión vs desplazamiento de corte directo en muestras remoldeadas para diferentes presiones normales del residuo ACL. Figura 6.7. Ensayos triaxiales. A) p´vs q y B) presión de poros vs deformación axial. Figura 6.8. Triaxiales cíclicos. A) Relación entre el número de ciclos necesario para llegar a la primera licuefacción y la amplitud de la razón de tensión cíclica. B) Relación entre la presión de poros y la deformación axial. Figura 6.9. Curva de retención obtenida por la técnica psicrométrica y el edómetro de succión controlada. A) Curva de secado y humedecimiento para un mismo índice de poros iniciales. B) Curva de retención en trayectoria de secado para diferentes índices de poros iniciales Figura 6.10. Cambio de volumen y de contenido de agua experimentado por el material durante dos incrementos de succión en el ensayo edométrico con succión controlada. A) 0.01-0.03 MPa. B) 0.4-0.6 MPa 153 154 155 157 158 162 163 164 165 166 167 168 173 174 176 181 187 194 197 198 198 199 201 202 203 206 207 �450 Listado de figuras Figura 6.11. Resultado del ensayo en el edómetro de succión controlada en el residuo ACL. A) Cambio del índice de poros (variación de volumen) en función de la succión. B) Variación del índice de poros en función de la humedad. C) Variación del grado de saturación en función de la succión impuesta. D) Relación entre la humedad y el grado de saturación. Figura 6.12. A) Curva de retracción del residuo ACL. B) Fotografía de la muestra de residuo. Figura 6.13. Permeabilidad del residuo ACL. A) Saturada, B) No saturada, observese como la permeabilidad no saturada se ajusta a la ecuación de Van Genuchten. Figura 6.14. A) Relación entre el espesor de las muestras y la distancia entre fisuras. B) Relación entre la humedad al formarse la grieta y la succión impuesta. C) Relación entre el tiempo de agrietamiento y la succión. D) Relación entre la succión y la retracción vertical. Figura 6.15A. Representación de la distancia entre grietas y el espesor en datos de campo y de laboratorio. Figura 6.15B. Pérdida de agua por unidad de área para los tres espesores de muestra estudiados Figura 6.16. Esquema del equipo triaxial usado en los ensayos de permeabilidad y en los ensayos triaxiales. Figura 6.17. A) Relación de la permeabilidad saturada con la porosidad y B) Variación de la permeabilidad con la presión de confinamiento Figura 6.18. Mecanismo para explicar que el material agrietado tenga una permeabilidad mayor que el medio poroso aunque se rellenen las grietas con el mismo material. Figura 7.1A. Isoterma de adsorción de Mn(II) para diferentes tiempos de contacto sólidolíquido en los dos residuo Figura 7.1B. Evolución de la concentración del agua en función del tiempo durante los procesos de adsorción y desorción del Mn(II) en los dos residuos. Figura 7.2. Isotermas de adsorción y desorción del Mn(II) en los dos residuos mineros. Figura 7.3. Histéresis del proceso de adsorción/desorción del Mn(II) en los dos residuos mineros Figura 7.4A. Isoterma de adsorción del Ni(II) para diferentes tiempo de contacto sólidolíquido para los dos residuos Figura 7.4B. Evolución de la concentración del agua en función del tiempo durante los procesos de adsorción y desorción del Ni(II) en los dos residuos. Figura 7.5. Isoterma de adsorción y desorción de Ni(II) en los dos residuos mineros. Se: masa retenida después del proceso de desorción. Figura 7.6. Histéresis del proceso de adsorción-desorción del Ni(II) en los dos residuos mineros. Figura 7.7. Isotermas de adsorción del Cr(VI) para diferentes tiempos para los dos residuos ACL y SAL. Figura 7.8. Evolución de la concentración del agua en función del tiempo durante los procesos de adsorción y desorción del Cr(VI) en los dos residuos. Figura 7.9. Isoterma de adsorción - desorción del Cr(VI) en los dos residuos mineros. Los 5 puntos de la isoterma de desorción se corresponden con los 5 puntos de la parte superior de la isoterma de adsorción. Figura 7.10. Histéresis del proceso de adsorción - desorción del Cr(VI) en los dos residuos mineros. Donde Sa: masa total adsorbida y Se: adsorción efectiva Figura 7.11. Comparación de la capacidad de adsorción de Ni(II) en los residuos y dos suelos, valores en Tabla 7.8. Figura 7.12. Comparación de la capacidad de adsorción de Cr(VI) en los residuos ACL y otros minerales naturales, valores en Tabla 7.9. Figura 7.13. Comparación de la capacidad de adsorción de Mn(II) en los residuos y en otros suelos naturales. Figura 7.14. Esquema donde los componentes del montaje de la columna de residuo y los 208 209 210 215 216 217 219 220 224 232 233 234 235 236 237 238 239 240 241 242 243 249 250 251 �451 Listado de figuras equipos usados en los ensayos de laboratorio. Figura 7.15. Esquema de la columna usada en el laboratorio Figura 7.16. Esquema de flujo de los principales pasos del ensayo de flujo y transporte en columna. Figura 7.17A. Curva de llegada del trazador PFBA. A) residuo ACL y B) residuo SAL Figura 7.17B. Curva de llegada del trazador PFBA. A) residuo ACL y B) residuo SAL. Figura 7.18. Curvas de llegada del Ni a través de la columna de los dos residuos para diferentes velocidades de flujo Figura 7.19. Curvas de llegada del Mn(II), a través de la columna de los dos residuos para diferentes velocidades de flujo Figura 7.20. Curvas de llegada del Cr(VI), a través de la columna de los dos residuos para diferentes velocidades de flujo Figura 7.21. Curva de llegada de un ensayo de flujo y transporte de una solución con los tres metales a través de una columna del residuo ACL Figura 7.22. Relación entre las concentraciones de metales en la solución acuosa durante los ensayos de flujo con procesos de adsorción-desorción de los tres metales en residuo ACL Figura 7.23. Representación de un ensayo de flujo con dos solutos en la solución (Ni(II) y Mn(II)) en una columna del residuo ACL Figura 7.24. Espectro del microscopio electrónico. Parte superior, determinación en la muestra de residuo ACL antes del ensayo de flujo y transporte con procesos de adsorción-desorción. Parte inferior, después de desarrollado el ensayo con los tres metales Figura 7.25. Representación de la concentración media de Ni, Cr, Mn en los residuos antes y después de realizado el ensayo de flujo y transporte de metales. Figura 7.26. Esquema del dispositivo experimental empleado para la realización de los ensayos de flujo y transporte en condiciones de presión atmosférica con proceso de adsorción de metales en el residuo ACL y en zeolita. Figura 7.27. Adsorción del Cr(VI) en el residuo ACL para diferentes pH y velocidad de flujo de 4.7 cm/h. Se representa en la figura los resultados del ensayo Batch. Figura 7.28. Adsorción del Ni(II) en el residuo ACL para dos pH y velocidad de flujo de 4.7 cm/h y a presión atmosférica. Figura 7.29. Adsorción del Mn(II) en el residuo ACL para dos pH y velocidad de flujo de 4.7 cm/h. Figura 7.30. Influencia de la concentración inicial Co del soluto, sobre el proceso de adsorción del Cr(VI) y Mn(II) a un pH=8.5 y 4.5 respectivamente. Figura 7.31. Representación de la curva de adsorción de los tres metales a pH=2.5. A) Residuo ACL, B) Zeolita. Figura 7.32. Comparación de la isoterma de adsorción de los metales en el residuo ACL y la zeolita a pH=2.5. Figura 7.33. Comparación de los resultados de dos ensayos de flujo y transporte de Ni en el residuo ACL para dos pH ácidos 257 259 Figura 8.1. Representación de las isotermas de adsorción según la ecuación de Freundlich Figura 8.2. Comparación de los resultados del ajuste de los ensayos de flujo y transporte de PFBA en las columnas de residuos. A) Ensayos en el residuo ACL Figura 8.3. Simulación de la curva de paso del NI(II) en los dos residuos mineros Figura 8.4. Simulación de la curva de paso del Mn(II) en los dos residuos mineros Figura 8.5. Simulación de la curva de paso del Cr(VI) en los dos residuos mineros 310 260 264 265 268 269 271 274 276 277 279 280 283 285 286 287 289 291 292 293 313 315 318 319 Figura 9.1. Ubicación de los sensores con relación a cada capa que forma la columna de 331 residuos. Figura 9.2. Representación gráfica de la temperatura y humedad relativa en la superficie de 332 la muestra de residuos durante el montaje de la capa 2. Figura 9.3. Medidas de la pérdida de peso por evaporación en función del tiempo en cada �452 Listado de figuras una de las capas de suelo colocadas en la columna. Figura 9.4A. Pérdida de agua por unidad de área en la capa 2 de la columna de residuo y en una bandeja de residuo en el laboratorio en condiciones de humedad relativa similares, la temperatura 4 grados más baja y sin viento. Figura 9.4B. Resultados de la retracción vertical durante el proceso de secado cada capa de la columna de residuos residuo. Figura 9.5. Variación de la densidad seca de la muestra en la columna de residuo con la profundidad. Figura 9.6. Disposición de las grietas en cada una de las capas que conforman la muestra de residuo Figura 9.7. Superposición de las capas por parejas donde se aprecian los puntos de contacto entre las grietas de ambas capas Figura 9.8. Esquema de la distribución exterior de las grietas en cada una de las capas de la columna de residuo en que se ha realizado el ensayo de flujo y el de flujo y transporte Figura 9.9. Representación de los puntos de interconexión entre capas Figura 9.10. Número de sectores de los planos de grietas donde se produce una intersección entre dos capas consecutivas. Figura 9.11. Incremento en peso de la columna de residuos durante el proceso de saturación. Figura 9.12. A) Evolución de la humedad en función del tiempo en tres puntos a diferentes profundidades de la columna de residuo durante el ensayo de saturación Figura 9.13. Evolución de la humedad relativa en dos puntos en profundidad de la columna de residuos. Figura 9.14. Evolución de la succión en función del tiempo en el interior de la columna durante el proceso de saturación Figura 9.15. Curva de retención del ciclo de mojado, elaborada con las medidas del psicrómetro, tensiómetros y el TDR utilizados durante el proceso de saturación de la columna de residuos. Figura 9.16. Curva de retención del ciclo de mojado, elaborada con las medidas del psicrómetro sobre muestras individuales y la obtenida en la columna durante la saturación Figura 9.17. Perfil de humedad en profundidad a diferentes intervalos de tiempo en la columna de residuos durante el proceso de saturación. Figura 9.18. Evolución de la temperatura en profundidad en la columna de residuos. Figura 9.19. Consolidación del material de la columna durante la saturación. Figura 9.20. Resultados del ensayo de permeabilidad realizado en la columna para flujo estacionario y gradiente hidráulico constante. Figura 9.21. Representación de los resultados de los diferentes ensayos de permeabilidad realizados en la investigación. Figura 9.22. Curva de llegada del PFBA en el ensayo de flujo y transporte realizado en la columna de residuo con grietas de desecación y estratificación. Figura 9.23. Representación del ensayo de trazador en el medio poroso homogéneo y de la columna con presencia de flujo preferencial. Figura 9.24. Curva de llegada del Ni en el ensayo de flujo realizado en la columna de residuos con grietas de desecación y estratificación. Figura 9.25. Curvas de llegada del ensayo de flujo y transporte de Ni por el medio poroso y por la columna de residuo con grietas de desecación. Figura 9.26. Masa adsorbida de Ni en tres puntos pertenecientes a diferentes capas de la columna de residuo. Figura 9.27. Concentración de Ni(II) en los diferentes puntos analizados con respecto a su distancia a la grieta. Figura 9.28. Resultados de la modelación de los ensayos de flujo y transporte con el trazador PFBA. A) Columna con medio poroso homogéneo. B) Columna con grietas de desecación y estratificación. 333 333 334 336 338 339 340 341 342 343 344 345 346 347 348 349 350 350 351 352 354 354 355 356 358 359 363 �Listado de figuras Figura 9.29. Resultados de la modelación de los ensayos de flujo y transporte con Ni. A) Columna con medio poroso homogéneo. B) Columna con grietas de desecación y 364 estratificación. Figura 9.30. Resultados de la modelación de los ensayos de flujo y transporte con Ni. 365 Variando el parámetro β. 453 �455 Lista de tablas Listado de tablas 16 Tabla 1.1A. Comportamiento anual de los vientos. Tabla 1.1B. Composición mineralógica predominante por zona del corte laterítico (en % en 27 peso semicuantitativo a partir de los resultados de rayos X Tabla 1.2. Composición de los principales elementos después del proceso de lixiviado y lavado del mineral laterítico (% en peso de la masa). Tabla 1.3. Volumen de residuos generados por las actividades metalúrgicas. Tabla 1.4. Composición de los residuos líquidos (mg/L). Tabla 1.5. Composición de los residuos sólidos que se depositan en las presas de colas (% en peso). Tabla 2.1. Principales minerales presentes en los residuos mineros. Tabla 2.2. Características físicas de residuos minero-metalúrgicos almacenados en presas y escombreras (tailing dam) valores medios indicativos. Tabla 2.3. Relación de algunos ejemplos del impacto ambiental de las actividades minerometalúrgicas en diferentes condiciones geográficas. Tabla 2.4. Ejemplo de falla de escombreras y presas de residuos en diferentes partes del mundo. Tabla 3.1. Relación de los puntos de muestreo de las aguas superficiales, subterráneas y residuales. Tabla 3.2. Los métodos de análisis para la determinación de los diferentes elementos (Buurman et al., 1996). Tabla 3.3. Procedimiento de extracción secuencial en 7 fases. Tabla 3.4. Características iniciales de las muestras empleadas en los diferentes ensayos. Tabal 3.5. Características de la columna empleada en el estudio de flujo y transporte de solutos conservativos y no conservativos en el laboratorio. 51 35 36 37 51 54 59 72 81 82 87 89 99 Tabla 5.1. Principales características hidrogeológicas de los diferentes unidades acuíferas 149 presentes en el área de estudio. Tabla 5.2. Especies acuosas en que se encuentran los principales elementos detectados en 179 las aguas superficiales y subterráneas 181 Tabla 5.3. Índice de saturación en las diferentes especies minerales. Tabla 6.1. Principales características de las presas de estériles. Tabla 6.2. Composición mineralógica de los residuos. Tabla 6.3. Principales características del agua intersticial de las dos presas de residuos representativas de los dos procesos metalúrgicos Tabla 6.4. Principales componentes de los residuos Tabla 6.5. Hopanos identificados. Tabla 6.6. Esteranos y Diasteranos identificados. Tabla 6.7. En la izquierda los HAPs, presentes en la muestra ACL (pirometalúrgica). En la derecha aparecen señalados los que se encuentran en la lista de elementos peligrosos de la EPA. Tabla 6.8. Propiedades físicas de los residuos. Tabla 6.9. Parámetros de los ensayos edométricos. Tabla 6.10. Valores de Po y λ obtenidos del ajuste de las curvas de retención. Tabla 6.11. Principales resultados del ensayo de retracción en bandejas. 187 188 189 190 190 191 192 196 197 206 214 227 Tabla 7.1. Media de las principales propiedades físico - químicas de los residuos. 228 Tabla 7.2. Características de los metales usados en el ensayo de flujo y transporte. Tabla 7.3. Relación de las concentraciones de soluto en la solución acuosa para la que se 231 realizó la isoterma de adsorción. �456 Lista de tablas Tabla 7.4. (no existe) Tabla 7.5. Valores de pH inicial y final de los ensayos de adsorción y desorción en función del tiempo (minutos) para el Ni (II), Cr(VI) y Mn(II). Tabla 7.6. Valores de pH para los que la carga de las partículas sólidas es igual a cero Tabla 7.7A. Valores de Kf y n calculado para los dos residuos a partir de las isotermas de adsorción. Tabla 7.7B. Valores de Kf y n calculado para los dos residuos a partir de las isotermas de desorción. Tabla 7.8. Características de los suelos con que se comparan los residuos en la adsorción del Ni(II). Tabla 7.9. Características de los suelos con que se comparan los residuos en la adsorción del Cr(VI). Tabla 7.10. Características de los suelos con que se comparan los residuos en la adsorción del Mn(II). Tabla 7.11. Características de la columna de residuo utilizada en los diferentes experimentos de transporte de solutos en medio poroso Tabla 7.12A. Análisis de los momentos curvas de paso del trazador PFBA Tabla 7.12B. Análisis de la curvas de paso del trazador PFBA normalizada Tabla 7.13. Características del ensayo de flujo y transporte de Ni(II) con procesos de adsorción-desorción en los dos residuos Tabla 7.14. Características del ensayo de flujo y transporte de Mn(II) con procesos de adsorción-desorción en los dos residuos Tabla 7.15. Características del ensayo de flujo y transporte de Cr(VI) con procesos de adsorción-desorción en los dos residuos Tabla 7.16A. Características del ensayo de flujo y transporte de los tres metales con procesos de adsorción - desorción en el residuo ACL Tabla 7.16B. Comparación de la adsorción de los metales (Ni, Cr y Mn) por separado y juntos en un ensayo de flujo y transporte a una misma velocidad Tabla 7.16C. Características del ensayo de flujo y transporte de Ni y Mn con procesos de adsorción - desorción en el residuo ACL Tabla 7.16D. Comparación de la adsorción de los metales Ni y Mn por separado y juntos en un ensayo de flujo y transporte a una misma velocidad Tabla 7.17. Resultados de la composición de las muestras de residuo de acuerdo con los análisis semicuantitativos del microscopio electrónico antes y después de realizado el ensayo de flujo y transporte con adsorción y desorción Tabla 7.18. Características de la columna de vidrio empleada en cada uno de los ensayos de flujo con los diferentes metales. Tabla 7.19. Principales resultados de los ensayos de flujo y transporte en columnas con diferentes pH y presión atmosférica Tabla 7.20. Principales resultados de los ensayos de flujo en columnas con proceso de adsorción de metal a diferentes concentraciones iniciales en la solución (Co) y pH constante. Tabla 7.20. Principales resultados de los ensayos de flujo en columnas con los tres metales a una misma velocidad de flujo, pH de la solución y concentración (Cw). Tabla 8.1. Valores de Kf, n, KL y R. Tabla 8.2 Características de las columnas usadas en los ensayos de flujo con el PFBA Tabla 8.3. Tabla resumen de los parámetros utilizados para el ajuste de las curvas de llegada de los ensayo de flujo y transporte de los tres metales en las columnas de residuo ACL y SAL. Tabla 9.1. No existe. Tabla 9.2. Principales características finales de la capas de residuo que conforman la columna. Tabla 9.3. Valores de Po y λ obtenidos del ajuste de la curva de retención. 243 244 247 248 252 253 254 258 264 265 267 269 270 274 275 278 278 280 283 288 289 293 311 312 320 335 347 �457 Lista de tablas Tabla 9.4. Análisis de la curva de paso del trazador PFBA. Tabla 9.5. Análisis de la curva de llegad del Ni. Tabla 9.6. Masa de Ni(II) adsorbida en cada una de las capas que conforman la muestra de residuo respecto a la distancia del punto de muestreo a la zona de fisuras Tabla 9.7. Datos del ensayo con la fluoresceína sódica. 355 356 359 360 �459 Listado de fotos Listado de fotos Foto 1.1. Afloramiento de las rocas ultrabásicas muy agrietadas. Carretera Moa-Sagua Foto 1.2.Grietas y planos de falla en las rocas ultramáficas. Foto 1.3. Grietas de una de los muros de la presa 2 de la Figura 1.3, producidas por el seísmo de 1995. Foto 1.4. Zonas del corte laterítico (yacimiento, Moa). Foto 1.5. Vista de la mina a cielo abierto de uno de los yacimientos de níquel en explotación, se observa la inundación por agua en la parte baja. Foto 1.6. Erosión en cárcava en una escombrera. Foto 1.7. Vertido de los residuos del proceso ACL. Foto 2.1. Vertido de residuos metalúrgicos en una de las presas de la industria cubana del níquel. Foto 2.2. Imagen obtenida mediante el microscopio electrónico de una muestra de residuo de una de las presas del residuo del proceso de lixiviación carbonato amoniacal (ACL). Moa (Cuba), Foto 2.3. Precipitados de óxidos e hidróxidos de hierro en las orillas del río Moa, Cuba. Foto 2.4. Intersección del nivel freático en una mina de níquel a cielo abierto. Moa, Cuba. Foto 2.5. Emanaciones gaseosas de una planta metalúrgica procesadora de Ni y Co. Moa, Cuba Foto 2.6. Erosión del dique de una presa de residuos, debido al desbordamiento de esta por el agua. Foto 3.1. Bandeja usada en los ensayos de retracción. Foto 3.2. Contenedor donde se realizaron los ensayos de retracción y agrietamiento por desecación. Foto 3.3. Equipo de tracción utilizado en los ensayos de resistencia a la tracción directa. Foto 3.4. Columnas usadas en el laboratorio para los ensayos de flujo y transporte de solutos. Foto 3.5. Componentes de la columna para el estudio de las propiedades hidromecánicas del residuos. Foto 3.6. Sensores de la columna instrumentada. 21 23 25 26 30 31 38 49 53 58 64 66 72 90 91 93 96 103 104 Foto 5.1. Vertido de los residuos sólidos en la presa de residuo del procesos de lixiviación 137 ácida Foto 5.2. Vertido de las aguas residuales y los residuos sólidos en la presa de residuo del 138 procesos de lixiviación carbonato amoniacal Foto 6.1. Se puede apreciar el vertido y circulación de los residuos mineros en una de las presas de residuos. Obsérvese la presencia de capas estratificadas de un espesor muy fino, así como la presencia de grietas de desecación en la parte inferior derecha. Foto 6.2. Grietas de desecación en los meses de julio y agosto en la balsa 3 residuo ACL y 5 residuo SAL Foto 6.3. Imagen del microscopio electrónico del residuo ACL, donde se observa una partícula de materia orgánica de forma esférica en el centro y un cristal de yeso en la parte inferior derecha Foto 6.4. Imagen del microscopio electrónico donde se observa la presencia de microorganismos en los residuos Foto 6.5. Granulometría de una muestra del residuo ACL en una imagen del microscopio electrónico. Foto 6.6. Fotografía de algunas muestras rotas en el ensayo de compresión simple, nótese el plano de rotura, la disminución de altura de las muestras cilíndricas es el resultado de la deformación vertical experimentada debido al mayor grado de 186 186 191 193 195 �460 Listado de fotos saturación. Foto 6.7. A) Fotografía de algunas muestras rotas por el ensayo Brasileño. B) Equipo de tracción directa. C) prensa usada en el ensayo Brasileño. Foto 6.8. Fotografías de tres muestras sometidas al ensayo triaxial. Foto 6.9. A) Imagen del recipiente utilizado para lograr el equilibrio de las muestras con una solución salina. B) Muestras utilizadas para la determinación de la succión en el psicrómetro. Foto 6.10. Foto de un desecador usado en los ensayos de retracción. Se aprecia que la muestra de residuo en la bandeja está agrietada. Foto 6.11. Se muestra el agrietamiento de tres capas de residuo de diferente espesores secadas en el laboratorio bajo diferentes condiciones de humedad relativa Fotos 6.12. Muestras sobre las que se determinó la permeabilidad en el ensayo triaxial. 199 200 202 204 212 213 221 Foto 9.1. Disposición de la columna para el estudio de las propiedades hidromecánicas de 330 los residuos. Foto 9.2. Grietas de desecación y precipitación de sales debido a la evaporación en la superficie de la capa 11 de la muestra de residuo. Nótese la presencia de un gran 337 número de fisuras. Foto 9.3. Aspecto de una sección de la columna después de realizar el experimento con la 361 fluoresceína sódica. �1 Entidades colaboradoras ENTIDADES COLABORADORAS La realización y culminación de una investigación que incluya la realización de experimentos requiere de la colaboración y participación de un gran número de personas y entidades que permiten la fabricación y puesta a puntos de los equipos y demás dispositivos. A continuación relacionamos las empresas constructoras y suministradoras que participaron en la construcción de equipos de esta tesis doctoral a las cuales queremos agradecer su colaboración y eficiencia en la realización de los equipos y dispositivos experimentales desarrollados. TALLERES P. SALVADOR ABELLANER S.A. JUAN GIMÉNEZ E HIJOS S.L. (GIMSAN) SERV-IMP. ACEROS CALITOR S.A. ACEROS BERGARA S.A. VALBRUNA IBERICA S.L. STALER S.A. SCHRÖDER INTERNACIONAL S.L. SINTERIZADOS Y RECUBRIMIENTOS IBÁÑEZ INDUSTRIAL S.A. (IBINSA) ZINCADOS PERFILES S.A. (ZINPERSA) SUMINISTROS FERRETERÍA INDUSTRIAL ACAB S.A. NORMALIZADOS AC, S.L. SERVICIO ESTACION PLÁSTICOS COMERCIAL SERVIPLAST S.L. SERTU S.A. COMPLAS POLIGLAS CUNITEX ELEMENTOS DE PRESION GOODAIR S.L. CENTRALAIR S.A. INTERSEAL S.A. ELECTRONICA Y VARIOS ONDA RADIO S.A. VIDRIOS JOSE MAGRANS. 1 � Dublin Core The Dublin Core metadata element set is common to all Omeka records, including items, files, and collections. For more information see, http://dublincore.org/documents/dces/. Title A name given to the resource Tesis Text A resource consisting primarily of words for reading. Examples include books, letters, dissertations, poems, newspapers, articles, archives of mailing lists. Note that facsimiles or images of texts are still of the genre Text. Dublin Core The Dublin Core metadata element set is common to all Omeka records, including items, files, and collections. For more information see, http://dublincore.org/documents/dces/. Title A name given to the resource Estudio experimental de flujo y transporte de cromo, níquel y manganeso en residuos de la zona minera de Moa (Cuba): influencia del comportamiento hidromecánico Creator An entity primarily responsible for making the resource Roberto L. Rodríguez Pacheco Publisher An entity responsible for making the resource available Editorial Digital Universitaria de Moa Date A point or period of time associated with an event in the lifecycle of the resource 2002 Type The nature or genre of the resource Tesis doctoral https://repoedum.ismm.edu.cu/files/original/b2e2870f87b4345cf223aafeef5f7dc4.pdf 6004bf0457ae67e7c31385b8b0a9fe18 PDF Text Text TESIS Optimización energética en el diseño de transportadores de banda para el mineral laterítico cubano Roberto Johan Sierra Pérez �Página legal Título de la obra. Optimización energética en el diseño de transportadores de banda para el mineral larerítico cubano. -- 99 pág. Editorial Digital Universitaria de Moa, año.2010 -1. Autor: Roberto Johan Sierra Pérez 2. Institución: Instituto Superior Minero Metalúrgico” Antonio Núñez Jiménez” Edición: Liliana Rojas Hidalgo Digitalización: Miguel Ángel Barrera Fernández Institución del autor: ISMM “Antonio Núñez Jiménez” Editorial Digital Universitaria de Moa, año 2013 La Editorial Digital Universitaria de Moa publica bajo licencia Creative Commons de tipo Reconocimiento No Comercial Sin Obra Derivada, se permite su copia y distribución por cualquier medio siempre que mantenga el reconocimiento de sus autores, no haga uso comercial de las obras y no realice ninguna modificación de ellas. La licencia completa puede consultarse en: http://creativecommons.org/licenses/by-nc-nd/2.5/ar/legalcode Editorial Digital Universitaria Instituto Superior Minero Metalúrgico Las coloradas s/n, Moa 83329, Holguín Cuba e-mail: edum@ismm.edu.cu Sitio Web: http://www.ismm.edu.cu/edum �REPÚBLICA DE CUBA MINISTERIO DE EDUCACIÓN SUPERIOR INSTITUTO SUPERIOR MINERO METALÚRGICO FACULTAD DE METALURGIA Y ELECTROMECÁNICA DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA MECÁNICA TESIS EN OPCIÓN AL GRADO CIENTÍFICO DE DOCTOR EN CIENCIAS TÉCNICAS TÍTULO: OPTIMIZACIÓN ENERGÉTICA EN EL DISEÑO DE TRANSPORTADORES DE BANDA PARA EL MINERAL LATERÍTICO CUBANO. AUTOR: M. Sc. Ing. Roberto Johan Sierra Pérez Moa 2010 �REPÚBLICA DE CUBA MINISTERIO DE EDUCACIÓN SUPERIOR INSTITUTO SUPERIOR MINERO METALÚRGICO FACULTAD DE METALURGIA Y ELECTROMECÁNICA DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA MECÁNICA TESIS EN OPCIÓN AL GRADO CIENTÍFICO DE DOCTOR EN CIENCIAS TÉCNICAS TÍTULO: OPTIMIZACIÓN ENERGÉTICA EN EL DISEÑO DE TRANSPORTADORES DE BANDA PARA EL MINERAL LATERÍTICO CUBANO. AUTOR: M. Sc. Ing. Roberto Johan Sierra Pérez TUTORES: Dr. C. Arístides Alejandro Legrá Lobaina Director del Centro de Estudio de Energía y Tecnología de Avanzada de Moa Facultad de Metalurgia y Electromecánica, ISMM Dr C. Alexander Nikolaiev Constantinovich Departamento de Transporte Minero Instituto de Minas de San Petersburgo �Moa 2010 TABLA DE CONTENIDOS Pag. INTRODUCCIÓN -------------------------------------------------------------------------------------2 Situación problémica-------------------------------------------------------------------------------2 Problema científico---------------------------------------------------------------------------------4 Objeto de la investigación-------------------------------------------------------------------------4 Campo de acción-----------------------------------------------------------------------------------4 Objetivo general de la investigación-------------------------------------------------------------4 Alcance de la investigación-----------------------------------------------------------------------5 Resumen del marco contextual-------------------------------------------------------------------5 Resumen del marco teórico ----------------------------------------------------------------------5 Diagnóstico del objeto de la investigación------------------------------------------------------6 Hipótesis---------------------------------------------------------------------------------------------6 Novedad científica----------------------------------------------------------------------------------7 Aportes teóricos particulares----------------------------------------------------------------------7 Aportes prácticos-----------------------------------------------------------------------------------8 Caracterización de las disciplinas científicas asociadas en la investigación---------------8 Objetivos específicos de la investigación-------------------------------------------------------8 Sistema de tareas a realizar-----------------------------------------------------------------------9 Trabajos desarrollados por el autor-------------------------------------------------------------10 CAPÍTULO I. MARCO TEÓRICO- METODOLÓGICO DE LA INVESTIGACIÓN ----11 1.1 Introducción ---------------------------------------------------------------------------------------11 1.2 Consideraciones teóricas establecidas para los transportadores de banda-----------------12 1.2.1 Determinación de la resistencia al movimiento de los transportadores de banda--12 1.2.2Velocidad de movimiento de la banda----------------------------------------------------17 1.2.3 Coeficiente de forma de la banda---------------------------------------------------------21 1.2.4 Traza y perfil del transportador de banda----------------------------------------------------25 1.2.5 Teoría de la transmisión del esfuerzo a la banda---------------------------------------28 1.2.6 Fuerza de tracción--------------------------------------------------------------------------28 1.3 Accionamiento electromecánico del transportador de banda--------------------------------29 1.4 Software para diseñar transportadores de banda----------------------------------------------30 �1.5 Conclusiones---------------------------------------------------------------------------------------31 CAPÍTULO II. PERFECCIONAMIENTO DEL CÁLCULO DE TRANSPORTADORES DE BANDA PARA LA INDUSTRIA DEL NÍQUEL -----------------------------------------33 2.1 Introducción----------------------------------------------------------------------------------------33 2.2 Nuevo enfoque del método de cálculo para transportadores de banda --------------------34 2.2.1 Fundamentación teórica del método ----------------------------------------------------34 2.2.2 Descripción del algoritmo propuesto ---------------------------------------------------35 2.2.3 Extensión del método ---------------------------------------------------------------------36 2.3 Perfeccionamiento del cálculo de la resistencia en los transportadores de banda mediante el uso de splines -----------------------------------------------------------------------36 2.3.1 Introducción a las curvas splines planas ------------------------------------------------37 2.3.2 Uso de los splines en el cálculo de la resistencia al movimiento del transportador en los tramos curvos del perfil -----------------------------------------39 2.3.3 Determinación de la tensión en el tramo curvo horizontal---------------------------42 2.4 Modelación del área de la sección transversal y el ancho de la banda --------------------45 2.5 Modelación del accionamiento electromecánico del transportador------------------------49 2.6 Estudio de los parámetros tecnológicos del transportador de banda que dependen de las propiedades físico-mecánicas del mineral laterítico---------------------------------55 2.6.1 Tamaño de los pedazos -------------------------------------------------------------------57 2.6.2 Masa volumétrica mullida del mineral laterítico en función de la humedad------59 2.6.3 Ángulos de reposo maximal y tangencial-----------------------------------------------62 2.6.4 Coeficiente de deslizamiento-------------------------------------------------------------66 2.6.5 Desplazamiento de partículas en la zona de carga-------------------------------------68 2.7 Conclusiones --------------------------------------------------------------------------------------72 CAPÍTULO III. OPTIMIZACIÓN DEL DISEÑO ENERGÉTICO DEL TRANSPORTADOR DE BANDA --------------------------------------------74 3.1 Introducción ---------------------------------------------------------------------------------------74 3.2 Diseño de transportadores de banda como un problema de optimización-----------------75 3.3 Elección del método de optimización----------------------------------------------------------76 3.4 Modelo digital del terreno-----------------------------------------------------------------------77 3.4.1 Introducción al modelo digital del terreno ---------------------------------------------77 3.4.2 Modelo digital del terreno basado en el método de Delaunay -----------------------78 3.4.3 Optimización del recorrido del transportador ------------------------------------------80 3.4.4 Optimización del perfil de cada tramo---------------------------------------------------82 �3.5 Optimización teniendo en cuenta el diseño de la artesa--------------------------------------84 3.6 Optimización del diseño posicional del accionamiento del transportador-----------------86 3.7 Análisis económico dinámico de la optimización a través del VAN, TIR y Período de Recuperación-------------------------------------------------------------------------88 3.8 Caso de estudio------------------------------------------------------------------------------------90 3.8.1 Caracterización de la topografía ---------------------------------------------------------91 3.8.2 Funciones del transportador y parámetros tecnológicos básicos---------------------91 3.8.3 Resistencias, tensiones y potencia en el diseño actual--------------------------------92 3.8.4 Propuesta de nuevo diseño tecnológico del transportador----------------------------93 3.9 Conclusiones --------------------------------------------------------------------------------------96 CONCLUSIONES GENERALES------------------------------------------------------------------97 RECOMENDACIONES------------------------------------------------------------------------------99 REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS TRABAJOS REALIZADOS POR EL AUTOR RELACIONADOS CON EL TEMA SIMBOLOGÍA ANEXOS �Síntesis Se establecen los procedimientos de selección de los valores racionales de velocidad de la banda, de las dimensiones de la artesa y mínimo de la sección transversal del flujo mineral transportado (ancho de banda); considerando las relaciones funcionales obtenidas entre los parámetros tecnológicos del transportador de banda que dependen de las propiedades físicomecánicas determinadas para el mineral laterítico mullido homogeneizado. Del modelo de Delaunay, se establece la geométrica óptima de la traza y perfil del transportador, empleando una interpolación lineal entre los valores de altitud de cada vértice (x, y, z). En los tramos curvos se obtiene el trazado de curvas suaves, sin puntos angulosos, que permite obtener en estos tramos valores mínimos de resistencia al movimiento y de tensión. Se instaura un método de optimización energético multicriterial y exhaustivo, por etapas, para el diseño del transportador, considerando los resultados manifestados en los párrafos anteriores y: los algoritmos establecidos para la traza y perfil a partir del Modelo Digital del Terreno, la determinación de la resistencia al movimiento, tensión y potencia del accionamiento; la colocación de accionamientos intermedios y el trabajo con modelos que mejoran el rendimiento del motor y minimizan el consumo energético. 1 �INTRODUCCIÓN Situación problémica En el presente trabajo se aborda el diseño del transportador de banda, desde la óptica del consumo óptimo de la energía eléctrica por los accionamientos electromecánicos y de la utilización correcta de la capacidad de carga para el mineral laterítico. El enfoque de la optimización bajo criterios energéticos es paradigmático porque, una manera importante de contribuir a que tengamos un futuro seguro es producir esa energía y usarla sosteniblemente bajo concepciones económicas, sociales y medioambientales. Castro DíazBalart dijo en el año 2003 que en los próximos 20 años la demanda mundial de energía se multiplicaría por tres. Durante este tiempo, se debe disminuir el consumo de combustibles fósiles. Según algunos especialistas, para alcanzar lo anterior, si se asume que el 50 % de la reducción pudiera lograrse mediante el aumento de la eficiencia energética, el otro 50 % restante, inexorablemente tendría que obtenerse mediante el empleo de otros combustibles, distintos de los fósiles, porque se avizora el agotamiento de las reservas de estos últimos. Un enfoque de gran actualidad es el uso de innovaciones tecnológicas que conlleven a la disminución de las pérdidas y constituyen una fuente especial de energía. El transporte del mineral laterítico mediante transportadores de banda consume una gran cantidad de energía. Por ejemplo, la Empresa Comandante Ernesto Che Guevara (ECECG) tiene instalados 34 transportadores de banda (Loyola, 2002) que consumen 18 144 000 kWh en un año, para una longitud de transportación de 3 395,6 m. El consumo específico de energía para este sistema de transportadores varía de 1,80 a 3,60 kWh/(t de mineral transportado), el menor valor corresponde a una productividad de 1 600 t/h y el mayor a 800 t/h (Milián, 2000; Matos, 2004). En la mina de Pinares de Mayarí de la Empresa Comandante Rene Ramos Latour (ECRRL) existe un sistema de 8 transportadores con una longitud total de 11 500 m que consumen 12 663 000 kWh/año (Sánchez, 2007; Caraballo, 2007). En este caso, el consumo específico de energía según los datos nominales es de 2,51 kWh/(t de mineral transportado) para una productividad de 800 t/h, y para productividades reales de 700 t/h es de 2,87 kWh/(t de mineral transportado) y de 3,35 kWh/(t de mineral transportado) para 600 t/h. Los transportadores de banda de la industria cubana del níquel están subutilizados a causa de dificiencias en su diseño y selección, provocando grandes pérdidas de energía e incremento del valor de la inversión (Loyola, 2002; Sierra, 2005; Rodríguez, 2006; Núñez, 2007; Sánchez 2007; Caraballo, 2007; Cantillo, 2008). En la ECECG las pérdidas de energía en los motores 2 �asincrónicos de accionamiento alcanzan valores de 5 974 606 kWh/año y en la mina Pinares de Mayarí, a pesar de ser un sistema de transportadores instalado recientemente, (FAM de Alemania), por iguales causas alcanza pérdidas de 3 419 010 kWh/año. Entonces, puede afirmarse que hoy en día es una necesidad imperiosa la optimización energética del acarreo del mineral laterítico cubano por medio de transportadores de banda. La potencia instalada por concepto de transportadores de banda en la ECECG es de 2 880 kW y para la mina de Pinares de Mayarí es de 2 010 kW. En trabajos realizados por Loyola (2002); Sierra (2005) y Núñez (2007), se ha determinado que la potencia real necesaria en la ECECG es de sólo 1 035 kW, que significa un 36 % de la potencia nominal instalada y en Pinares de Mayarí, según Sánchez (2007) y Caraballo (2007), la potencia real necesaria es de 1 801 kW, que equivale al 89,10 % de la potencia real instalada. El accionamiento de los transportadores de banda analizados se realiza con motores asincrónicos de rotor cortocircuitado (Oriol, 1985; Vasiliev et al., 2006; Vasiliev et al., 2008). La elección correcta de la potencia de los motores en el accionamiento industrial tiene gran significación para la economía nacional, determinando mucho el costo de explotación de las instalaciones. El uso de los motores de potencia superior a la necesaria empeora los índices económicos de la instalación al aumentar el costo inicial, aumentando además las pérdidas de energía debido al descenso del rendimiento del motor, se empeora el factor de potencia (Maliuk, 1980; Valdés, 1986; Lawrence, 1998), y aumentan las cargas improductivas de las redes de distribución y de suministro eléctrico. Problema científico Los transportadores de banda para mineral laterítico cubano no están diseñados con un enfoque energético óptimo. En particular, en el procedimiento actual de diseño:  El cálculo energético presenta imprecisiones en los métodos matemáticos utilizados  No se tienen en cuenta las relaciones particulares y precisas entre las propiedades del mineral laterítico cubano y los parámetros del diseño del transportador  No se contempla un enfoque que relacione la optimización energética con:  Las características topográficas de la región donde se construirá el transportador  El número de rodillos de la artesa y la geometría de la misma  La posición de los motores en los tramos del transportador. Objeto de la investigación Transportadores de banda del mineral laterítico en la industria cubana del níquel. 3 �Campo de acción El diseño de los transportadores de banda para el mineral laterítico cubano. Objetivo general de la investigación Establecer una metodología que permita el diseño, con un enfoque energético óptimo, de los transportadores de banda para el mineral laterítico que explota la industria cubana del níquel. Alcance de la investigación Se trata de una investigación de diseño metodológico en el área ingenieril. Resumen del marco contextual En Cuba, donde existen reservas de mineral laterítico ferroniquelífero para más de 100 años, se produce sulfuro de níquel más cobalto, níquel sinterizado al 86 %, óxido de níquel en polvo y níquel granular y nodular con un 76 % de pureza. La exportación de las producciones del níquel constituye hoy uno de los renglones principales de la economía cubana. Las regiones de Pinares de Mayarí y Moa, donde se encuentran los yacimientos lateríticos que hoy se explotan en Cuba, se ubican geográficamente al noreste de la provincia de Holguín. Los recursos minerales relacionados con los yacimientos lateríticos representan en estos momentos una de las mayores riquezas naturales del país. En ellos se concentra más del 28 % de los recursos mundiales de Ni en yacimientos de este tipo. El relieve es típicamente montañoso y abrupto, constituido por colinas elevadas, pequeñas y medianas mesetas cuyas alturas oscilan entre 600 y 800 m, hasta 1 100 m sobre el nivel del mar, principalmente hacia el sur, donde es más accidentado con dirección submeridional. Hacia el norte el relieve se hace más suave con cotas que oscilan entre 40 y 50 m como máximo, disminuyendo gradualmente hacia la costa. La región se caracteriza por la presencia de potentes cortezas de intemperismo lateríticas sobre las rocas ultrabásicas y básicas de la asociación ofiolítica. El clima es tropical con abundantes precipitaciones. En la región se encuentran en explotación tres plantas procesadoras de menas de níquel, la ECRRL, Empresa Comandante Pedro Sotto Alba S.A. (ECPSASA) con capacidades de diseño original de 24 000 t de concentrados de Ni + Co y la ECECG con 30 000 t de sínter al año y en el presente se ejecutan proyectos de ampliación. Está en construcción una nueva planta para la producción de ferroníquel “Ferroníquel Minera S.A.” (FMSA). El proceso tecnológico desarrollado por las ECECG y ECRRL, incluye la homogeneización del mineral laterítico mullido acarreado, lo cual varía sus propiedades físico-mecánicas y por tanto influye en los parámetros de diseño del transportador de banda. 4 �Resumen del marco teórico Los parámetros de diseño del transportador se determinan a partir de la productividad (Q; en t/h), de la velocidad de movimiento de la banda (v; m/s), del área total de la sección transversal de la carga (AT; m2) que se mueve por unidad de longitud (qc; N/m) y de las propiedades de la carga, como la masa volumétrica (  ; t/m3) Q  3600  A  v    3,6  qc  v  g [1] La tensión que se produce en cada tramo de un transportador de banda está provocada por las resistencias en cada uno; o sea, es la suma de la fricción en los cojinetes, a la rodadura y la resistencia de la rigidez de la banda (trabajo de deformación de la banda). Para la banda, la resistencia a la rigidez se explica por el hecho de que la energía empleada en doblar este cuerpo a la entrada de un tramo curvo (energía potencial inicial) no se devuelve totalmente a la salida cuando se regresa a su forma inicial. En cualquier punto del lugar de curvatura las resistencias son proporcionales a las tensiones del órgano de tracción. Para determinar el esfuerzo de tracción y realizar la selección del motor hay que considerar las fuerzas dinámicas de arranque (momento dinámico). El esfuerzo de tracción se transmite del tambor a la banda por fricción (Teoría de Euler), por lo que la banda debe ser estirada con suficiente fuerza para crear el valor necesario de la presión sobre el tambor. Para establecer la potencia mecánica que facilita la selección del motor hay que tener en cuenta el rendimiento de todos los elementos de la transmisión. La potencia necesaria para el funcionamiento de un transportador, se obtiene calculando por separado el trabajo invertido en vencer el gradiente (fuerza de gravedad por la diferencia de altura) y el requerido para vencer la resistencia por fricción de la carga en movimiento (coeficiente generalizado de resistencia al movimiento). A partir del Método de Contorno por Puntos se obtiene un sistema de ecuaciones lineales que determina las tensiones de entrada y salida al tambor motor. Las propiedades físico-mecánicas de las cargas transportadas (el mineral laterítico) determinan los parámetros de diseños geométricos y cinemáticos y tienen gran influencia en los parámetros dinámicos y energéticos e influyen en la elección de los métodos de transporte. La relación entre las propiedades y los parámetros de diseño de los transportadores de banda se fundamenta en las relaciones de los flujos de carga, el ímpetu y cantidad de movimiento, la fricción y la gravedad. Los minerales lateríticos tienen múltiples componentes que varían en los diferentes frentes de extracción y dentro de un mismo frente (Polanco, 1996; Vera, 2001) y, según Otaño (1981), su estudio se ha basado tradicionalmente en la Teoría de las Probabilidades y la Estadística Matemática. 5 �El perfil del transportador se construye para garantizar la productividad según la topografía del terreno, intentando obtener la menor longitud de transportación y un empleo de menor potencia que garantice un menor gasto de energía eléctrica en el motor de inducción. Diagnóstico del objeto de la investigación Los 64 transportadores de banda que están en explotación en las empresas del níquel, presentan problemas relacionados con la capacidad de carga (subutilización del 25 al 40 %), los consumos energéticos excesivos, pérdidas de energía y motores con potencia instalada por encima de la real necesaria (se utiliza sólo del 60 al 75 %). La causa principal es que no se comprueban de forma sistemática los regímenes de explotación del equipamiento instalado y tampoco se realiza la selección óptima del equipamiento y su ubicación en las nuevas inversiones teniendo en cuenta las relaciones funcionales entre las propiedades del mineral laterítico y los parámetros de diseño del transportador de banda. Son apreciables las imprecisiones para la determinación de la resistencia al movimiento en los tramos con cambios de pendiente en el perfil. Hipótesis Si, se perfeccionan los métodos matemáticos utilizados para el cálculo energético de transportadores de banda; se conocen las relaciones particulares y precisas entre las propiedades del mineral laterítico cubano y los parámetros del diseño del transportador y se establece la relación entre el consumo energético del transportador con: las características topográficas de la región donde se construirá, el número de rodillos y geometría de la artesa, y la posición de los motores en los tramos, entonces se pueden diseñar con un enfoque energético óptimo, los transportadores de banda para mineral laterítico en la industria cubana del níquel. Novedad científica Una metodología que permite diseñar, con un enfoque energético óptimo, los transportadores de banda para el acarreo de mineral laterítico en la industria cubana del níquel. Aportes teóricos particulares 1. La fundamentación, el algoritmo y la extensión de un nuevo enfoque del método de cálculo para transportadores de banda. 2. El perfeccionamiento del cálculo mediante los splines cúbicos naturales de la resistencia al movimiento en los tramos curvos del perfil y del incremento de la tensión que se origina en los tramos curvos con la convexidad hacia abajo. 6 �3. Un modelo del área de la sección de la carga que permite establecer un enfoque preciso para el cálculo del ancho de la banda. 4. Una expresión para calcular el rendimiento del motor eléctrico de inducción del accionamiento del transportador, en función de la productividad y la velocidad del transportador, de la energía eléctrica consumida por el motor para una traza y perfil establecido en el terreno donde se instala el transportador. 5. Procedimientos para: a. El diseño del recorrido óptimo del transportador a partir del modelo digital del terreno b. Optimizar el diseño de las longitudes de los rodillos y la geometría del transportador c. El diseño posicional óptimo del accionamiento del transportador. Aportes prácticos 1. Se determinan los parámetros del material laterítico relacionados con los transportadores de banda, tales como: el tamaño de los pedazos; la masa volumétrica mullida; los ángulos del talud tangencial y maximal; el ángulo de inclinación máximo del transportador y el desplazamiento de una partícula que cae desde una altura dada sobre una banda que se desplaza a cierta velocidad. 2. Los algoritmos necesarios para el diseño de un software que permita automatizar el proceso de diseño eficiente y con un enfoque energético óptimo de los transportadores de banda para el mineral laterítico que explota la industria cubana del níquel. Caracterización de las disciplinas científicas asociadas en la investigación Esta investigación, por su objetivo, pertenece al campo de la Energética en su relación particular con las disciplinas tecnológicas de Mecánica y Minería y especialmente a la subdisciplinas de Explotación de Yacimientos a Cielo Abierto y Transporte Minero. Para lograr cumplir el objetivo propuesto se tienen que contemplar elementos de las disciplinas científicas y tecnológicas: Electricidad, Matemática e Informática. Objetivos específicos de la investigación 1. Presentar un sistema gnoseológico actualizado sobre el diseño de transportadores de banda. 2. Perfeccionar los métodos matemáticos utilizados para el cálculo de transportadores de banda a partir de fórmulas de interpolación más eficientes. 3. Presentar un sistema gnoseológico actualizado sobre la caracterización de las propiedades físico-mecánicas del mineral laterítico cubano. 7 �4. Establecer, a partir de información empírica, los modelos que relacionan funcionalmente las propiedades físico-mecánicas del mineral laterítico cubano y los parámetros de diseño de los transportadores de banda de este material. 5. Establecer un modelo digital del terreno donde se instalará el transportador de banda que se diseña, adecuado a los fines de proporcionar información al proceso. 6. Establecer un método de optimización que, a partir de la información sobre los requerimientos técnicos y el modelo digital del terreno donde se trazará el transportador, proporcione las características que acrediten la propuesta del diseño como aquel que es energéticamente óptimo. Sistema de tareas a realizar 1. Sistematizar y buscar inconsistencias en el conocimiento actual sobre: a. Diseño de transportadores de banda. b. Propiedades del mineral laterítico cubano y su influencia en el diseño de transportadores de banda para este material. c. Modelos digitales del terreno. d. Optimización energética de sistemas de ingeniería. 2. Estudiar las vías para perfeccionar los métodos matemáticos utilizados para el cálculo de transportadores de banda a partir de fórmulas de interpolación más eficientes. 3. Investigar modelos que relacionen funcionalmente las propiedades físico-mecánicas del mineral laterítico cubano (dadas por información empírica) y los parámetros de diseño de los transportadores de banda. 4. Investigar las formas de crear un adecuado modelo digital del terreno donde se instalará el transportador de banda que se diseña, a fin de proporcionar información al proceso de diseño del transportador. 5. Establecer un método de optimización que, a partir de la información sobre los requerimientos técnicos y el modelo digital del terreno donde se trazará el transportador, tenga la capacidad de proporcionar las características que acrediten la propuesta del diseño como aquel que es energéticamente óptimo. Los resultados de esta investigación se presentan en una introducción, tres capítulos, conclusiones y recomendaciones. En el primer capítulo se presenta el marco teóricometodológico de la investigación y tiene como objetivo exponer los fundamentos teóricos de los procedimientos establecidos para la obtención de los parámetros de diseño de los transportadores de banda para una carga determinada. El segundo capítulo tiene como objetivo mostrar el perfeccionamiento propuesto para el cálculo de transportadores de banda 8 �para la industria cubana del níquel (nuevo enfoque del método de cálculo; aplicar fórmulas de interpolación más eficientes en los algoritmos para determinar con precisión la resistencia al movimiento y los parámetros que determinan el ancho de la banda, la potencia del motor y sus pérdidas durante su proyección; modelar el accionamiento electromecánico del transportador para el mineral laterítico; y exponer un sistema gnoseológico actualizado sobre la caracterización de las propiedades físico-mecánicas del mineral laterítico cubano y establecer los modelos que los relacionan con los parámetros de diseño del transportador de banda). En el tercer capítulo se muestran las vías para optimizar el diseño energético de los transportadores de banda y su objetivo es: establecer bajo criterios energéticos un procedimiento de diseño del recorrido óptimo de un transportador a partir del modelo digital del terreno; un procedimiento para optimizar el diseño de las longitudes de los rodillos y su geometría de un transportador; y un procedimiento para el diseño posicional óptimo del accionamiento del transportador. Trabajos desarrollados por el autor relacionados con el tema  Tiene siete publicaciones en revistas nacionales e internacionales  Tiene siete trabajos en siete eventos científicos nacionales e internacionales  Tutor de 16 trabajos de diploma  Tutor de dos tesis de maestría  Patente solicitada. Procedimiento para determinar los parámetros técnicos del transportador de banda para el mineral laterítico. Número 2010/50. OCPI. 2010. 9 �CAPÍTULO I. MARCO TEÓRICO - METODOLÓGICO DE LA INVESTIGACIÓN 1.1 Introducción En el Grupo Empresarial CUBANÍQUEL existen 64 transportadores de banda en explotación, y estos acarrean 800 t/h promedio de mineral laterítico mediante un esquema combinado de transporte (Figura 1.1 del Anexo I.1, Figura 1.2 del Anexo I.2 y Figura 1.3 del Anexo I.3). Los datos técnicos de diseño están en la tabla 1.1 Anexo I.4. Varias investigaciones realizadas a este grupo de transportadores (Castro, 1990; Quesada y Argüelles, 1990; Creme, 1991; López, 1991; Mosqueda Eynos, 1993; Cobas, 2004; Rubio, 1995; ECECG, 2006; Rodríguez, 2006; Núñez, 2007; Cantillo, 2008), muestran irregularidades de explotación e imprecisiones en la capacidad de carga y potencia de accionamiento. Llama la atención, el hecho de que los transportadores recientemente instalado en la industria cubana del níquel se han diseñado con anchos de banda y potencia del motor de accionamiento superiores a los de transportadores ya instalados con productividades similares (Caraballo, 2007 y Sánchez, 2007). Dado el rol importante que tienen estos equipos dentro del proceso productivo del Grupo Empresarial CUBANÍQUEL y sabiendo que existe una perspectiva inmediata de incrementar su utilización (Galano, 2004; Nápoles, 2007 y Sierra González, 2010) se hace neccesario perfeccionar las particularidades que rigen su diseño y posterior explotación. En este capítulo se hace un análisis de las teorías y algoritmos utilizados para el diseño y explotación de transportadores de banda para el acarreo del mineral laterítico cubano, con el fin de lograr precisión en la determinación de los parámetros tecnológicos y que les permita diseñar con un enfoque energético óptimo. El objetivo del presente capítulo es: Exponer los fundamentos teóricos de los procedimientos establecidos para la obtención de los parámetros de diseño de los transportadores de banda para una carga determinada. 1.2 Consideraciones teóricas establecidas para los transportadores de banda El ahorro de energía se garantiza mediante el control de varios parámetros tecnológicos y de la ingeniería de diseño del transportador (Antoniak, 2003; Siva y Radha, 2003; Küsel, 2003; Nuttall, 2005; Sierra, 2005; Lauhoff, 2005, 2006 y Cobas et al., 2006), sin embargo, aún no se ha considerado durante el diseño la mejora de la metodología de cálculo con respecto a: 10 �La determinación de la resistencia en los tramos curvos, la selección de la velocidad deseada, la determinación de las dimensiones y geometría de la artesa, el recorrido del transportador y el procedimiento de ubicación del accionamiento a lo largo del perfil. 1.2.1 Determinación de la resistencia al movimiento de los transportadores de banda Las resistencias en los tramos rectos horizontales e inclinados se determinan por las fórmulas 1.1, 1.2 y 1.3 (Faddiev, 1972; Tarasov, 1980; Potapov, 1980; Spivakosli, 1982; Spivakosli y Dimitriev, 1982; Spivakoski y Potapov, 1983; Grigoriev et al., 1986; Diakov, 1987; Lamber, 1990; Shasmeiter, 1996; Alonzo, 2002; Garcell, 2003 y Vasiliev et al., 2006):   Wnc, n1  qc  qb   cos  n, n1  qrc    ln, n1  qc  qb   sen n, n1  ln, n1   Wnv, n1  qb  cos  n, n1  qrv    ln, n1  qb  sen n, n1  ln, n1 Cuando hay aceleración, surge la fuerzadeinercia: Wa  qc  qb  L  ab  ki  g 1 [1.1] [1.2] [1.3] Donde, Wnc, n 1 y Wnv, n 1 : fuerza de resistencia al movimiento en los tramos cargados y vacíos respectivamente; N, qb: peso lineal de la banda; N/m, qc: peso lineal de la carga; N/m, q rc : peso lineal de los rodillos de apoyo en la rama cargada; N/m, qrv : peso lineal de los rodillos de apoyo en la rama vacía; N/m, ln, n-1: longitud del tramo que se analiza; m,  n , n1 : ángulo de inclinación del tramo (figura 1.1); grados,   : coeficiente generalizado de resistencia al movimiento, se determina de forma experimental, ab: aceleración de la banda, m/s2, ki: coeficiente que toma en consideración la influencia de las masas en rotación ki>1. El signo (+) es cuando el movimiento es hacia arriba y el signo (-) cuando el movimiento es hacia abajo. Se conoce que    0,02  0,03 para transportadores estacionarios y    0,04  0,05 para transportadores no estacionarios. Según Shubin y Pedre (1986),   alcanza valores de hasta 0,06 para bandas acanaladas y se calculan de forma independiente para los tambores de transmisión. Según Grigoriev et al. (1986) y Vasiliev et al. (2006),   puede tomar valores de hasta 0,08. Por CEMA (1997); Reicks y Thomas (2004) y Reicks (2005) varía de 0,01 a 0,04. Según Antoniak (2001)   =0,02 y para mina subterránea   =0,025 a 0,03. 11 �Figura 1.1 Esquemas de cálculo para la resistencia al movimiento Según la norma DIN 22101 (DIN 2002) las resistencias específicas son constantes e independientes de la longitud de la banda y se definen como la resistencia en los puntos de carga, de fricción entre los materiales a transportar y las guarderas en la zona de carga, de fricción en la descarga con raspador, de fricción del dispositivo de limpieza y a la deflexión de la banda en los tambores. Estas resistencias se consideran a través de un coeficiente C igual 1,09 al considerar la resistencia total del transportador de banda con más de 1 000 m de longitud (Lauhoff, 2005; www.ammeraalbeltech.com). En Antoniak (2003) se establece que la resistencia en los rodillos de apoyo disminuye en la medida que aumenta la tensión de la banda y se instaura una expresión en función de la velocidad de la banda. La utilización de nuevas tecnologías y materiales como los rellenos nanoestructurales en la banda del transportador, permite perfeccionar las características operacionales del transportador como la fricción y el consumo de energía, además de mejorar los parámetros del material de la banda como la inflamabilidad o con respecto al desgaste y deterioro en diferentes aplicaciones (Falkenberg y Overmeyer, 2009). La inercia en un transportador de banda (medida de la resistencia al movimiento) la definen los factores: la variación de la carga al alterarse la alimentación del mineral al transportador; la regulación de la velocidad de la banda; el arranque y frenado del transportador, y la inversión del sentido de movimiento de la banda. Hasta ahora no se ha analizado cuando la carga cambia por la variación de la humedad, la masa volumétrica y composición granulométrica del mineral laterítico, lo cual se determina en los próximos capítulos. 12 �Las principales resistencias en un transportador (ACOIN, 2000; Loeffler, 2000; Alpaugh, 2003, 2003a, 2004, 2005a) son: resistencia de los rodillos (Nuttall et al., 2005), deformación del recubrimiento de caucho o goma de los rodillos y la propia banda (Dhal y Pal, 2003); la alineación y la flexión de la banda entre rodillos y en los cambios de pendiente. En ningún caso se analiza la optimización de la resistencia al movimiento para longitudes diferentes del rodillo central (Sierra, 2005) y de los laterales para artesas acanaladas, tampoco se analiza cómo varía la resistencia al movimiento cuando varía el número de rodillos que conforman la artesa. Resistencia en los tramos curvos en el plano vertical Las ecuaciones [1.1] y [1.2] no se pueden aplicar en los tramos curvos del perfil según el plano vertical. La resistencia al movimiento en los tramos curvos del perfil según el plano vertical se determina por la relación entre las tensiones de entrada y salida al tramo (Tarasov, 1980; Spivakoskii y Potapov, 1983; Shubin y Pedre, 1986; Zelenskii, 1986; Tíjonov, 1987; Shajmiester; 1987; Oriol y Aguilar, 1995; Pereda y Polanco, 1999y CEMA, 1997 y 1999). En el caso de los tramos convexos surgen tensiones radiales que incrementan la fuerza de fricción. Estas tensiones en el tramo curvo no tienen aún definida una expresión matemática para su determinación. La resistencia en las partes curvilíneas del transportador se calcula por:   Tradic Wcp  SS  S E  S E  kCurvo 1 ; N [1.4] Tradic Donde, S S : tensión de salida del tramo curvo, SE: tensión de entrada en el tramo y kCurvo : coeficiente que tiene en cuenta la relación entre SE y SS, depende del ángulo del arco de Tradic curvatura del tramo y de   en esta parte curva. Según los autores anteriores kCurvo =1,02 a 1,10 y no hay un criterio para seleccionar el valor más preciso. Se ha determinado que la imprecisión se incrementa a medida que aumenta el número de tramos curvos del transportador (Sierra, 2009). La resistencia en los tramos con la convexidad hacia arriba (cóncavos) no se tienen en cuenta en el cálculo de tracción (Matiushev, 1979; Potapov, 1980 y 1985; Oriol y Aguilar, 1995 y Vasiliev et al., 2006) o sea: Wcp  0 . Es importante percatarse de que siempre va a existir desplazamiento de carga y fricción, que implican pérdidas de energía, o sea: Wcp  0 . 13 �Según www.woehwa.com, los tramos curvos cóncavo y convexo se construyen teniendo sólo consideraciones geométricas aproximadas y definidas previamente. Y (Oriol, 1993; Oriol y Aguilar, 1995 y CEMA, 1999) estos tramos se construyen según una catenaria. Según Zelenskii (1986), la determinación de la resistencia en los tramos curvos se obtiene con mayor precisión en función de una de las tensiones, del ángulo (  R ) y del radio (RV) del arco de curvatura del tramo del perfil. Este último parámetro no siempre está como dato y no es fácil de obtener, lo que implica la formación de un sistema de ecuaciones que tiene como incógnitas, además, las tensiones de entrada y salida al tramo. Ahora queda establecido que la determinación de la resistencia al movimiento y de las tensiones de la banda, es inexacta y de cierta complejidad. Otros autores plantean determinar la tensión mínima de trabajo considerando los pesos lineales de la carga y de la banda y de la distancia entre rodillos l rc : S min .trab.  10  5  qb  qc   lrc [1.5] A juicio del autor esto presenta las siguientes carencias: 1. En el perfil del transportador no se puede conocer en qué punto de la rama cargada está situada la mínima tensión sin haber obtenido el valor de todas las tensiones de esa rama. 2. La tensión en un punto es igual a la tensión en el punto anterior, más la resistencia entre los puntos y a su vez, esta última puede ser muchas veces mayor, ya que depende de la longitud del tramo, del perfil de la traza y de las dimensiones de los rodillos de apoyo y tambores motores y de desvío o retorno. 3. En dependencia del ángulo de inclinación del tramo y el sentido del movimiento, los valores de tensión o resistencia pueden ser positivos o negativos. S n  S n1  Wn1,n [1.6]. La tensión mínima de trabajo obtenida por la ecuación [1.6] es la correcta para comprobar la flecha de la banda en la rama cargada y no la ecuación [1.5]. Según Zelienskii (1986), la tensión en los tramos curvos convexos con carga, sin considerar la presión hacia los elementos de apoyo, se determina por las ecuaciones [1.7] y [1.8]. Si a estas ecuaciones se les aplica la Teoría de Euler (para considerar la presión sobre los elementos de apoyo), según Méndez (2002), se obtiene: Wconvc  qc  qb  2  qr   RV   R  w  qc  qb   ht  e  R [1.7] Wconvv  qb  qr   RV   R  w  qb   ht  e  R [1.8] 14 �Estas ecuaciones, determinan la resistencia en los tramos curvos sin considerar las tensiones de entrada y salida al tramo. Véase que dependen del radio, de la diferencia de altura y del ángulo del arco  R del tramo y del coeficiente de fricción  de las partes móviles; parámetros que no siempre son conocidos y que son difíciles de determinar cuando se proyecta un transportador que garantice la menor resistencia y suavidad del tramo. 1.2.2 Velocidad de movimiento de la banda En la literatura (Potapov, 1980; Spibacoski y Potapob, 1983 y Vasiliev et al., 2006) los parámetros tecnológicos del transportador de banda están interrelacionados a través de [1.9]: 1 B  1,1  Q     v  K   0,05    [1.9] Donde, B: ancho de la banda; m, Q: productividad entregada por el transportador; t/h,  : coeficiente que tiene en cuenta la disminución de la productividad debido al ángulo de inclinación longitudinal del transportador, v: velocidad de movimiento de la banda; m/s, K: coeficiente constructivo o de forma, que depende de las dimensiones transversales del transportador y de las propiedades del material transportado. La velocidad de movimiento de la banda es un parámetro, para el que no se tiene establecida una metodología de obtención o selección de sus valores más racionales atendiendo a las condiciones de explotación del transportador de banda y esto también es cierto cuando la carga es mineral laterítico. Diferentes investigadores seleccionan los valores de la velocidad desde diferentes puntos de vista: experiencia acumulada y condiciones de explotación, y sus magnitudes no coinciden para el acarreo de un mismo tipo de material y similares condiciones de explotación. Según Shubin y Pedre (1986), la velocidad de la banda recomendada para descarga por el tambor cabezal se establece para distintos tipos de carga y ancho de banda (B); es decir, desde B= 400 mm v se toma de 0,80 a 2,00 m/s hasta B=1 200 a 1 600 mm v se toma de 0,80 a 4,00 m/s. Y plantean que:  Para las cargas abrasivas tanto de pedazos grandes como pequeños, la velocidad (v) debe estar entre 1,0 hasta 2,5-3,0 m/s, siendo los valores mayores para B máxima  Para materiales pesados y ligeros en granos como cemento y arena, v=1,5 a 3,0-4,0 m/s  Materiales en polvo, en condiciones que no se permite disgregación, v=0,8 hasta 1,0 m/s  Cuando la descarga se realiza por un arado, la v se disminuye de 10 a 15 %  Cuando la descarga es de doble tambor se recomienda disminuir a v de un 20 a un 25 %. 15 �En este caso, para la determinación de la velocidad de la banda hay que considerar el grado de movilidad de las partículas de la carga granel o por pieza. Aquí, es importante la relación entre el ángulo del talud estático y el ángulo del talud dinámico de la carga transportada a granel. El tamaño de las partículas también se debe tener en cuenta. Estos parámetros para el mineral laterítico aún no están determinados. Según Tarasov (1980, 1986), con el aumento de la velocidad de la banda crece el desgaste de la misma, principalmente en los apoyos de rodillos y tambores y disminuyen las dimensiones de las partículas de la carga y el ángulo del talud dinámico. La elección de la banda tiene que corresponderse con los gastos reducidos mínimos. De acuerdo a este autor se dan criterios para la selección de la velocidad de movimiento de la banda sobre la base de las experiencias acumuladas y de condiciones de trabajo o explotación, considerando el aspecto económico como criterio importante. Obsérvese que no se establece un procedimiento que permita evaluar el valor de velocidad más racional, ni se analizan materiales poco movedizos como el mineral laterítico y tampoco se tienen en cuenta los análisis energéticos. Oriol y Aguilar (1985); Cátedra Máquinas de Transporte Minero (1985); Aguilar (2002); Lauhoff (2005), plantean que la velocidad de movimiento de la banda del transportador depende de: la naturaleza del material transportado, las dimensiones transversales de la banda y la existencia de descargas intermedias del material transportado. Teniendo en cuenta la experiencia acumulada se han tabulado los valores de velocidad en función de los parámetros citados. En la práctica, esto requiere de un proceso de tanteo por la interrelación entre el ancho de la banda, la productividad, el perfil y las propiedades físicas y mecánicas del material transportado. El análisis anterior no establece la regularidad del comportamiento de los parámetros citados para lograr racionalidad, validez técnica y energética durante la selección y explotación del transportador de banda. Debe establecerse siempre que sea posible escoger el ancho de banda más estrecho para la máxima velocidad recomendada, que será a su vez la velocidad de funcionamiento más económica. Según Zelienskii (1986) y las normas GOST 22645-77 los valores de velocidad se establecen según la serie: 0,5; 0,63; 0,8; 1,0; 1,25; 1,6; 2,0; 2,5; 3,15; 4,0; 5,0; 6,3. Se pueden seleccionar con margen de más menos un 10 %. Los valores de v recomendados se dan en la tabla 1.1. Tabla 1.1 Valores de velocidad de la banda recomendados según Zelienskii (1986). B, V, mm m/s 400 1-1,6 650 1-2,5 800 1-3,15 1000 1-4,0 16 1200 1-4,0 1400 1-5,0 1600 2000 1,25-5,0 �En este análisis no se establece el procedimiento o metodología de determinar la velocidad y seleccionarla de acuerdo con los valores de la serie establecida. Tampoco se cuestiona el comportamiento energético, que es un aspecto a considerar de conjunto. Pereda y Polanco (1999), plantean que la productividad calculada puede obtenerse en función de la variación de la velocidad y el ancho de la banda. Se puede obtener Q deseada con un valor de B pequeño y un alto valor de v, lo que implica poco costo del transportador, pero un gran desgaste de la banda o al revés. Sin embargo, estos autores aún no establecen la relación óptima con la cual se obtienen los gastos mínimos de explotación. La velocidad máxima se toma según el movimiento estable de la banda, el desgaste y la vibración de la misma y los rodillos, la trituración del mineral durante la carga y la descarga, cuando la carga es en granos se determina por los golpes peligrosos de los granos sobre la banda a su paso por los rodillos. Este último fenómeno es analizado por Sierra (2009) en los transportadores TR-1A y TR-1B de la ECECG y el transportador CO4 de la ECRRL. Según Potapov (1980) la velocidad en m/s se selecciona según la tabla 1.2 Tabla 1.2 Velocidad de la banda en función de la productividad y el tipo de material. Productividad; en m3/h 400-750 1000-2200 2500-5000 6000-8500 Material mullido, movedizo 2,0-3,0 3,0-4,0 3,0-5,0 4,0-7,0 Material rocoso 1,5-2,5 2,0-3,0 2,5-4,0 2,5-4,5 Para anchos de banda de 1 000, 1 200, 1 600 y 2 000 hasta 2 400 mm, la velocidad de movimiento de la banda se puede tomar hasta 7, 0 m/s. Según Vasiliev y Nicolaiev (2003), la velocidad de movimiento de la banda se escoge en función del ancho de la banda y el tamaño de los pedazos del material transportado. Los valores de velocidad de la banda están tabulados. Para B entre 650 y 800 mm la v se escoge de 1,0 a 2,0 m/s, de 1 000 a 1 200 mm la v se toma 1,25 a 3,15 m/s y en algunos casos hasta 4,0 m/s, y para B de 1 400 a 1 800 mm la v se toma de 1,6 a 4,0 m/s y puede llegar hasta 5,0 m/s en algunas ocasiones. En todos los casos los mayores valores de v corresponden a las partículas que se transportan con tamaños grandes. Todos los autores referidos plantean criterios diferentes de selección de la velocidad de movimiento de la banda, la mayoría basados en la experiencia acumulada, y no existe aún una metodología científicamente establecida para algún material específico, incluyendo los minerales lateríticos. Todos incluyen con mayor o menor precisión, para la selección del valor de velocidad de movimiento de la banda, los factores siguientes:  La naturaleza del material transportado 17 � La dimensión de la banda (ancho de la banda)  La existencia de descargas intermedias del material transportado  La interrelación entre el ancho de la banda, la productividad, la masa volumétrica, la composición granulométrica y la movilidad del material transportado. Según Sierra y Feliu (2007) y Sierra (2009), durante la selección de la velocidad hay que considerar también la altura de caída del material sobre la banda en los puntos de alimentación con el mineral laterítico. Siempre que sea posible, se escoge el ancho de banda más estrecho para la máxima velocidad recomendada, que será a su vez la más económica. Según GOST-22645-77 el ancho de la banda está normalizado: 300, 400, 500, 650, 800, 1 000, 1 200, 1 400, 1 600, 2 000, 2 500 y 3 000 mm. Los valores normalizados de ancho de banda, expresados en mm, según la norma CEMA (Conveyor Equipment Manufacturing Association) son: 400, 450, 500, 600, 750, 900, 1 050, 1 200, 1 350, 1 500 y 1 800 mm. 1.2.3 Coeficiente de forma de la banda (K) El coeficiente de forma depende de las dimensiones transversales del transportador (según el valor de bo, figura 2.5) y de las propiedades del material acarreado (contenidas en el valor del ángulo de reposo φ y del coeficiente  ), esto se puede expresar mediante: K 3600 A  bo2 [1.10] De la expresión [1.9] se puede observar que con el aumento o disminución del coeficiente constructivo K, el ancho de la banda disminuye o aumenta. Quesada (1993) realizó este análisis sin considerar las relaciones funcionales entre las propiedades físico mecánicas del mineral laterítico. Según Matiushev (1985); Pereda y Polanco (1999), el coeficiente K se toma de la tabla 1.3. Sólo se determina teniendo en cuenta valores específicos del ángulo del talud del material transportado y los aspectos de montaje desde el punto de vista constructivo. Sin embargo, hay materiales, para los que el ángulo del talud es mucho mayor de 200 como es el mineral laterítico objeto de esta investigación. Tabla 1.3 Valores del coeficiente de forma según el ángulo de los rodillos laterales. Parámetro Ángulo de inclinación de Plana ______ 20 Ácanalada sobre 3 rodillos 30 36 los rodillos laterales;grados Ángulo del talud; grados Coeficiente K 15 240 20 325 15 470 18 20 550 15 550 20 625 15 585 20 655 �Oriol y Aguilar (1995) plantean que el coeficiente K se determina para longitud de rodillos igual al 40 % del ancho de la banda y ángulo de inclinación de los rodillos laterales de 200, y la ecuación se expresa en función del 70 % del ángulo del talud estático. Sin embargo, varios materiales tienen valores de este último diferentes al 70 % como el mineral laterítico. De acuerdo con Zilienkii (1986), el valor del coeficiente K se determina por la tabla 1.4. Tabla 1.4 Valores del coeficiente K dado por Zilienkii (1986) Ángulo del talud; grados 25-30 30-35 35-40 40-45 20 260 280 295 315 Ángulo de inclinación del transportador; grados 0-10 11-15 16-18 19-22 Ángulo de inclinación de los rodillos laterales; grados 30 20 30 20 30 20 30 300 250 285 235 270 220 255 325 270 305 255 290 240 275 340 280 325 260 300 250 290 365 300 365 285 325 270 310 Conforme GOST 22645-77, el ángulo de inclinación de los rodillos de apoyo de la banda es 10o, 20o, 30o para anchos de banda de 400 - 800 mm y 10o, 20o, 30o, 45o, para anchos de banda de 1 000  2 000 mm. El valor más frecuente del ángulo de inclinación del rodillo lateral es 30o. En este caso los valores de K no sobrepasan el valor de 365. Según Shubin y Pedre (1986), el coeficiente de forma para los transportadores inclinados disminuye en un 15 % según el ángulo de inclinación del tramo. Tabla 1.5 Valores de K establecidos por Shubin Tipo de banda Plana Acanalada 30 105 265 Ángulo del talud natural; grados 35 40 125 145 285 305 45 160 320 Los transportadores de banda planos se utilizan para distancias cortas y con poca velocidad de movimiento de la banda. El coeficiente de forma de acuerdo con Grigoriev (1986) se determina por: K  900  c 2  tan  en el cual c  [1.11] b B [1.12] Donde, b: ancho que ocupa la carga transportada sobre la banda; m. En este caso el área de la sección transversal de la carga en la banda se determina en función del ancho de la banda B, 19 �la longitud del rodillo lr y la altura de la sección sobre la banda h. Los valores de K varían de 115 a 300 para  de 10 a 25. Para Spivakoski (1982); Spivakoski y Dimitriev (1982), los valores de K oscilan entre 270 y 290, sin embargo en este caso el ancho de la banda se determina por la ecuación: 1 B  1 100   Q  K  v     0,05    [1.13] Gerontiev (1962), plantea que el coeficiente K tiene valores entre 1,6 y 3,5 y que el ancho de la banda se determina por: B  Q  160  K  v     1 [1.14] De acuerdo con Potapov (1980) se utilizan los valores del coeficiente K siguientes: K=450 a 590 para dos rodillos y  =15, 20 y 30o, K=470 a 610 para tres rodillos y α=20, 30, 35 y 400. K=620 a 669 para 4 rodillos y α 1=15 y 180; α 2=30 y 360 y K=630 a 705 para 5 rodillos y α 1= 22,5 a 360 y α =22,5 a 250. En este caso no se tienen en cuenta las propiedades físico-mecánicas del material transportado, ni se expresa un procedimiento de selección del valor del coeficiente K. Según Vasiliev et al. (2006) sólo analizan el coeficiente de forma para ángulos del talud de hasta 200 y ángulo de los rodillos laterales de 20o y 30o. Vasiliev y Nikolaev (2003) escogen el coeficiente de forma por la tabla 1.6. En este caso no se considera el ángulo del talud del material transportado. Tabla: 1.6 Valores de K establecido por Vasiliev y Nikolaev (2003) Tipo de apoyo Ángulo inclinación Ángulo del talud del material; grados 15 20 25 de los rodillos rodillos laterales; grados Planos --250 330 420 De dos rodillos 20 500 580 660 45 570 615 660 De tres rodillos 20 470 550 640 30 550 625 700 35 590 660 730 En los tres últimos casos no se corresponde con los valores de las propiedades del mineral laterítico cubano; principalmente el ángulo del talud. Además, hay experiencia de usar ángulos de inclinación de los rodillos laterales de hasta 35o. Para Rotrans (Catálogo, Burgos) sólo se utilizan ángulos de los rodillos laterales de 10o, 15o y 20o para artesas de dos rodillos y 20o y 30o para tres rodillos. FMC Corporation, Link-Belt (1990), recomienda utilizar ángulos de los rodillos laterales de 20o, 35o y 45o. DUNLOP (2004) y RULMECA (2007) emplean ángulos de los rodillos laterales de 20o, 30o, 35o y 45o. Como conclusión se tiene que el coeficiente K se escoge de forma aproximada, los valores tabulados no tienen en cuenta el número de rodillos que mejor resuelva el problema 20 �energético, ni los valores adecuados de los ángulos de inclinación y dimensiones de los rodillos laterales, la forma de la pila de material formada y el ángulo exacto del talud; y más aún del mineral laterítico mullido homogeneizado y su interrelación con la granulometría y la humedad. No existe un procedimiento ni una expresión establecida para su determinación, en lo fundamental para las menas lateríticas. Se deduce, que escoger de esa manera un coeficiente de tal importancia, que puede determinar el ancho de la banda, no es lo más racional, primero porque no se tienen en cuenta las características físico-mecánicas reales de los minerales, segundo porque no se aprovechan totalmente, o más racionalmente, las posibilidades de transportación, y tercero porque la transportación se hace menos eficiente. 1.2.4 Traza y perfil del transportador de banda La traza es la línea que une el punto de carga del material a transportar con el punto de descarga. La traza puede ser: una línea recta, una línea quebrada o con tramos curvos. En cada traza se instalan uno o varios transportadores. Los transportadores con traza curva se han desarrollado a partir de la década de los 80 (Kessler, 1989; Grabner, 1990; Wächter, 1990 y Huertas 2006). Valotkoskii (1990) plantea: los transportadores con traza curva en comparación con los de traza recta constituyen un ahorro de hasta el 40 % de los gastos capitales. El transportador para curvas horizontales permite superar los obstáculos que encontraría el grupo de transportadores convencionales (traza recta) en serie y además, evita la instalación de puntos intermedios de transferencia de material (CEMA, 1997; Lauhoff, 1987, 2005). También se reduce el empleo de otros componentes costosos (accionamientos, contrapesos, limpiadores, colectores de polvo, cribas, canales y tolvas) que sí son requeridos al emplear un grupo de transportadores convencionales (Pillichshammer, 2003 y Huertas, 2006). Según Valotkoskii (1990), las curvas típicas de la traza tienen un radio que oscila de 775 a 3 000 m y una longitud de 180 a 230 m. Empíricamente se ha establecido que; el radio RH de la curva en el plano horizontal en metros; se tome igual o mayor al ancho de la banda B en mm. Todd (2002), hace un estudio de las pérdidas en los puntos de enlace de dos transportadores y en los puntos de alimentación, y cómo se afecta el tiempo de vida útil de la banda y los agregados en estos puntos para materiales que se adhieren como las menas lateríticas. Principales características (Lauhoff, 1987; Conveyor Dynamics, 2003 y Huertas, 2006):  Trayectoria: puede realizar curvas horizontales y simultáneamente adaptarse a las ondulaciones verticales del terreno; sean estas últimas cóncavas o convexas  Disposición transversal de la banda en forma de artesa 21 � Curvas horizontales: limitadas a radios (RH) mayores de 1 000 m  Banda: la misma empleada convencionalmente y estaciones portantes similares a los convencionales, sin embargo; se requiere inclinar las estaciones portantes ubicada en las curvas para mantener la linealidad de la banda. En las curvas horizontales aparece una fuerza radial, dependiente de la tensión local de la banda y del radio de la curva (Funke, 1999). Esta fuerza radial coloca a la banda en una posición asimétrica con respecto a las estaciones portantes. Las estaciones portantes deben ser inclinadas (de hasta 6o) y se colocan rodillos guías para contrarrestar la fuerza radial. Nótese, que las fuerzas radiales determinadas por Grimmer y Kessler (1992), Funke (1999) no están en función de la productividad de la carga lineal transportada; ni las partes móviles del transportador. En Cuba está en explotación el transportador de banda CO4 con traza curva, instalado por la firma FAM, de Alemania, en la mina de la ECRRL. Éste tiene un tramo curvo con un radio de 3 000 m, 4 750 m de longitud y 760 kW de potencia instalada. El perfil del transportador se construye una vez definida la traza. La traza se divide por tramos según las coordenadas del plano topográfico. El perfil es la línea quebrada según el plano vertical formada por la unión consecutiva de los tramos. La coordenada final de un tramo se hace coincidir con la coordenada inicial del siguiente tramo. La pendiente de los tramos está determinada por la diferencia de altitud entre sus puntos extremos. La unión entre dos tramos rectos se hace con un tramo curvo según el plano vertical para lograr suavidad en los cambios de la pendiente del perfil. La pendiente de cada tramo tiene que ser menor que el ángulo límite de deslizamiento del material transportado sobre la banda   .  Z  Z i 1 Es decir;   arctg  i  d H      ; donde,   Z i  Z i 1 ; diferencia de altura del tramo; m y d H : distancia horizontal del tramo; m. Spivakoskii (1982) estableció:    180 . Según Oriol y Aguilar (1995) y Shubin y Pedre (1986) el   depende del ángulo del talud natural del material (φ), del ángulo de fricción (ρ) entre el material acarreado y la banda y del método de depositar el material sobre la banda. El ángulo   es entre 7 y 100 menor que el ángulo (ρ). Los tramos curvos del perfil pueden ser cóncavos o convexos. Actualmente los cambios de dirección del perfil en la rama cargada se logran mediante el propio pandeo libre de la banda entre los puntos extremos que definen el tramo (Grigoriev et al., 1986). La determinación del 22 �radio de curvatura que debe tener la banda se obtiene del análisis de la condición más peligrosa, que es cuando la banda está cargada. Esto implica que, para cargas pesadas el tramo curvo es mayor y eso no es económico, ni energéticamente racional. En la práctica, se considera que el pandeo libre de la banda se ajusta a la ecuación de una parábola. Este método de determinar la curvatura del tramo no garantiza que en los extremos del mismo la resistencia sea la mínima y además, están presentes puntos angulosos. En estos tramos se disminuye la tensión máxima de la banda colocando accionamientos intermedios (Alspaugh y Grzegorz, 2003; Alspaugh, 2005). 1.2.5 Teoría de la transmisión del esfuerzo a la banda La transmisión del esfuerzo de tracción por el tambor motor a la banda se basa en la fricción entre ambos, conocida como Teoría de Euler. Esta teoría fue precisada por los científicos Petrov y Zhukoski (Vasiliev et al., 2006). En esta nueva teoría la condición fundamental de la transferencia del esfuerzo mediante la fricción, es la ausencia de patinaje de la banda sobre el tambor. Para el régimen motor la tensión máxima está en la entrada del tambor motor, que se expresa por: Donde, S Etm  e f tm  tm tm SS e ftm tm : factor de tracción y [1.15] S Etm y S Stm : tensiones de entrada y salida al tambor motor. Cuando la banda se desplaza por un perfil inclinado hacia abajo, el motor trabaja en régimen de frenado o regenerativo, la tensión máxima está en la salida del tambor motor. El valor del coeficiente de cohesión de la banda con el tambor, depende del estado y calidad de la cubierta de los mismos y de la presión entre éstos; en gran medida del estado de la atmósfera externa; principalmente de la humedad y el polvo del ambiente. 1.2.6 Fuerza de tracción El esfuerzo de tracción determina la potencia del accionamiento del transportador de banda y se determina por: W0  S Etm  S Stm f  tm tm [1.16] ; donde, S E  SS  e tm tm [1.17] La banda debe ser estirada con suficiente fuerza para crear el valor necesario de presión sobre el tambor. La banda elástica tiene mayor tensión en la entrada al tambor motor y mayor alargamiento con respecto a la rama de salida del tambor; tensada con una fuerza menor (Nuttall y Lodewijks, 2006 y 2006a). 23 �En el transportador con una estación de accionamiento de un solo motor; es decir; con un factor de tracción limitado, comúnmente es necesario, según la ecuación [1.15], aumentar el valor de S Stm , para satisfacer el esfuerzo de tracción W0 (Vasiliev et al., 2006). Las tensiones S Etm y S Stm se determinan según el sistema de ecuaciones lineales [1.15] y [1.18] que se obtiene aplicando el método de contorno por puntos. S n  S n1  Wn,n1 [1.18] El esfuerzo de tracción del bloque motor es igual a la suma de estas fuerzas, en todos los elementos del órgano de tracción (fuerza de resistencia). Se puede calcular considerando o no las tensiones dinámicas. Todo transportador requiere un alto momento de arranque debido a la inercia del órgano de tracción, de la carga y de las partes rotativas. Para aumentar la productividad y la fiabilidad del transportador es necesario no sólo elegir el valor óptimo de la velocidad nominal, sino también, reducir la duración de los períodos transitorios de su accionamiento. Durante este período hay un considerable consumo de energía, más acentuado en los transportadores con arranque y paradas frecuentes con accionamientos de motores eléctricos de rotor cortocircuitado; así como en los transportadores con altas productividades y alta masa volumétrica del material transportado como es el mineral laterítico. 1.3 Accionamiento electromecánico del transportador de banda El accionamiento electromecánico del transportador de banda (figura 1.5 Anexo I.6) puede estar diseñado para garantizar una velocidad constante o variable del órgano de tracción. Pueden tener uno o varios tambores motores y éstos, a su vez, uno o dos motores. Se utilizan motores trifásicos de inducción con rotor cortocircuitado y/o de rotor bobinado. Según Maliuk (1980); Sierra (1987) y Acoltzi (2001) se plantean alternativas para mejorar el consumo de energía de motores eléctricos de inducción en los accionamientos, los cuales pueden aplicarse en el accionamiento de los transportadores de banda. Según Rojas (2006), los resultados en el mejoramiento de la eficiencia de los accionamientos de motores de inducción están relacionados fundamentalmente con el diseño y el establecimiento de algoritmos de control de variables de la máquina de inducción, sin tener en cuenta otros factores operacionales durante la transferencia de energía hacia el mecanismo. Se considera que el 20 % del ahorro de energía está en el mejoramiento de los rendimientos de 24 �los motores y sistemas eléctricos, el otro 80 % puede ser tomado de cada una de las partes del accionamiento eléctrico, incluyendo sus cargas mecánicas y el propio proceso. Como indican las fuentes bibliográficas (Leonhard, 1996; Abrahamsen, 2000 y Acoltzi, 2001), existe una buena reserva de aspectos investigativos en las partes de los mecanismos de producción, las cuales no han sido suficientemente estudiadas desde su proceso. Por esta causa, el transportador de banda para menas lateríticas accionado por motor de inducción es el objeto de esta investigación. Spivakoskii (1982), Shaxmeister y Dmitri (1987) y Vasiliev et al. (2006), plantean que el accionamiento del transportador se coloca en sus extremos según la figura 1.4 Anexo I.5. En los últimos tiempos el accionamiento se ha fraccionado y distribuido a través de todo el perfil (Bradley, 2000; Alspaugh, 2005) para lograr una disminución de la tensión máxima de la banda. Sin embargo, estos autores no han establecido aún el procedimiento para definir los puntos más adecuados para instalar cada accionamiento en el perfil. 1.4 Software para diseñar transportadores de banda Para la determinación de los parámetros tecnológicos del transportador de banda actualmente se utilizan varios softwares. Dentro de los más difundidos en Cuba están: Softbandransportadora (Hinojosa y Camacho, 2003), Belt Comp-Belt Conveyor Design, Belt Analyst (http://overlandconveyor.com/ software/ ba2/index.htm, 2007), Transportadores Software (Camacho Brausendorff, 2007), Bandac.exe (Méndez y Sierra, 2002), Sidewinder – Conveyor Design Software (www.actek.com), Conveyor Dynamics, Inc. (CDI) [http://www.conveyor-dynamics.com/], Beltstat, Beltflex, Pstress, Beltcurv (www.conveyordynamics.com), y según Velásquez (2007), se trabaja en la confección de un software considerando algunos resultados obtenidos para el mineral laterítico por Sierra (2005, 2006). Cada uno de estos paquetes se ejecuta en ambiente de computadoras personales, poseen una interacción amigable con el usuario e incluyen el cálculo de las dimensiones principales del transportador, la resistencia al movimiento y la potencia de accionamiento que permiten seleccionar los accesorios del transportador. Sin embargo, los algoritmos programados contienen las mismas deficiencias y dificultades señaladas en el procedimiento de cálculo actual. En esta investigación las dificultades en el acceso a los programas fuentes de los software conocidos, puso de manifiesto la necesidad de realizar un programa informático capaz de evaluar los algoritmos que serán presentados en capítulos posteriores, correspondiente a la optimización energética del transportador de banda para el mineral laterítico. El desarrollo teórico de este trabajo no podría ser validado y aplicado en la práctica si no se cuenta con una herramienta adecuada que permita realizar rápida y correctamente los 25 �cálculos. En paralelo con el desarrollo de la presente investigación ha trabajado un grupo multidisciplinario que incluye al autor de esta tesis y colegas del ISMM; especialistas en Ingeniería Mecánica, Minas, Matemática e Informática para acometer el diseño y desarrollo de un programa en computadoras que satisficiera las necesidades de la futura investigación. Durante más de siete años se ha trabajado en este programa denominado: TransBandas. 1.5 Conclusiones  La investigación realizada muestra que los transportadores de banda utilizados en el acarreo del mineral laterítico en la industria cubana tienen bajo nivel de utilización de su capacidad de carga (hasta 60 %) y grandes pérdidas de energía (mayor de 10 000 MWh/año), ocasionado por factores inadecuados de diseño, selección y explotación.  El valor del coeficiente K dado en la literatura se elige de forma aproximada y no se corresponde con el valor requerido para determinar el ancho de banda racional durante el acarreo del mineral laterítico y en correspondencia con la geometría y dimensiones de la artesa. El ancho de banda está sobredimensionado hasta un 25 %.  Todos los autores consultados plantean criterios diferentes de selección de la velocidad de movimiento de la banda, basados en la experiencia acumulada, y no existe aún una metodología científicamente establecida para determinarla con un enfoque energético.  No existe una expresión teórica fundamentada matemáticamente para el cálculo de la resistencia al movimiento en los tramos curvos en el plano vertical, que minimice la fricción y la componente normal a la banda. Entonces, se deduce utilizar métodos matemáticos de interpolación precisos adaptados para trazar curvas con la mínima energía potencial sin puntos angulosos y obtener de forma determinística valores mínimos de resistencia al movimiento.  Se ha detectado cierto desconocimiento de los parámetros que determinan las tensiones radiales y el ángulo de inclinación transversal de los apoyos de rodillos en los tramos curvos en el plano horizontal, en función de la productividad y de las propiedades del mineral laterítico.  El diseño actual de transportadores de banda para mineral laterítico cubano incluye el empleo de algoritmos susceptibles de mejora en la precisión y no se diseñan con un enfoque energético óptimo. 26 � En los últimos tiempos se disminuyen los valores de tensión máxima de la banda debido a la distribución de los accionamientos por todo el perfil del transportador, pero aún no se han definido los criterios que determinan su posición. 27 �CAPÍTULO II. PERFECCIONAMIENTO DEL CÁLCULO DE TRANSPORTADORES DE BANDA PARA LA INDUSTRIA DEL NÍQUEL 2.1 Introducción Los métodos de diseño ingenieril, generalmente contemplan cálculos matemáticos que en la práctica son implementados con niveles de precisión adecuados y suficientes para que respondan a los intereses de los usuarios. Un factor que obstaculiza una buena precisión es el medio que se utilice para calcular (Shampine et al., 1997 y Arzola, 2000). Cualquier método de cálculo de transportadores de banda debe garantizar un correcto diseño, así como su implementación y explotación. También debe crear las bases para aplicar métodos de optimización que permitan establecer los mejores parámetros de diseño y explotación. Ésto sólo puede lograrse asumiendo enfoques que consideren en mayor grado la realidad objetiva y mejorando la precisión de los cálculos. El objetivo del capítulo es perfeccionar el cálculo de transportadores de banda para la industria cubana del níquel. En particular: 1. Establecer un nuevo enfoque del método de cálculo de transportadores de banda. 2. Aplicar fórmulas de interpolación más eficientes en los algoritmos para determinar con precisión la resistencia al movimiento y los parámetros que determinan el ancho de banda del transportador y la potencia del motor y sus pérdidas durante su proyección. 3. Modelar el accionamiento electromecánico del transportador de banda para el mineral laterítico. 4. Exponer un sistema gnoseológico actualizado sobre la caracterización de las propiedades físico-mecánicas del mineral laterítico cubano y establecer los modelos que los relacionan con los parámetros de diseño de los transportadores de banda. 2.2 Nuevo enfoque del método de cálculo para transportadores de banda En este epígrafe, siguiendo las ideas de Legrá y Silva (2009) (página 250), se desarrollarán: la fundamentación del método, su algoritmo y su extensión (conjunto de casos donde es aplicable el método). 2.2.1 Fundamentación teórica del método La fundamentación del método de cálculo asume que: 1. Un transportador será considerado como una secuencia de tramos rectos y curvos. Cada tramo será identificado por 2 o más puntos, de los cuales se conocen sus coordenadas en 3D así como sus propiedades tecnológicas. 28 �2. La determinación de la resistencia en tramos de perfil recto se basa en la Teoría de la Fuerza de Fricción determinada por la fuerza normal y el coeficiente de fricción entre las partes que se mueven. También se consideran las componentes de la fuerza de gravedad del peso (banda más carga) que se traslada para una diferencia de altura dada. 3. La determinación de la resistencia en los tramos de perfil curvo se basa en modelar el perfil mediante una curva spline, que permite obtener m puntos del tramo sobre los cuales se define una poligonal. El cálculo de la resistencia en el tramo curvo se aproxima como la suma de las resistencias en cada tramo recto de la poligonal y en la medida en que aumente el valor de m, entonces mejora su precisión. Este enfoque puede ser aplicado a cualquier tramo curvo. 4. El tratamiento de cada tramo recto (incluyendo los que se determinan en las poligonales que modelan los tramos curvos) son tratados de forma individual en lo que respecta a sus datos, es decir, un tramo cargado no se calcula igual a uno vacío, etc. Los tramos donde están situados puntos de carga, descarga y limpieza son tratados de manera especial. 5. La determinación de las trazas y perfiles se realiza a partir del modelo digital del terreno. Este diseño tiene en cuenta el valor admisible del ángulo de deslizamiento del material. 6. La determinación de la forma y área de la sección de la carga se realiza teniendo en cuenta las características del material a transportar, que pueden ser expresadas mediante sus respectivos ángulos de reposo maximal (al punto máximo) y tangencial. 7. La determinación del ancho de la banda se realiza sumando la longitud de los rodillos, más cierto margen de seguridad. La longitud de los rodillos y su geometría debe ser tal, que el área de la sección de la carga para una velocidad deseada y valores dados de γ y ψ, posibilite la productividad Q solicitada. 8. Los valores de la tensión de salida en el tramo Wo (esfuerzo de tracción) se calculan a partir de la relación entre las tensiones de entrada y salida en el tambor motor. El valor de potencia P en estos tambores se calcula mediante la fórmula clásica: P = Wo v. 2.2.2 Descripción del algoritmo propuesto 1. Establecer los requerimientos tecnológicos del transportador: a. Punto de inicio y punto final. b. Productividad deseada. c. Rango de velocidades posibles. 2. Establecer las propiedades del material a transportar. Especialmente debe estudiarse la masa volumétrica γ, el ángulo de deslizamiento a través del coeiciente ψ y los ángulos de reposo tangencial φt y máximal φm. 29 �3. Determinar la traza y perfil del trasportador 4. Determinar los tramos que forman el transportador y establecer los puntos de carga, descarga y limpieza, así como los parámetros tecnológicos de cada uno. 5. Determinar el número de rodillos, sus magnitudes y geometría que garanticen que el área de la sección de la carga sea tal que responda a la productividad pedida para una velocidad aceptable. De esta manera se determina el ancho mínimo de la banda, al cual debe sumársele el margen de seguridad y luego debe ser normalizado. 6. Calcular para cada tramo recto el valor de la resistencia W y de las tensiones S. 7. Calcular para todo el transportador la resistencia total WT y la tensión máxima Smax. Se compara el valor de tensión máxima con el valor que reporta el fabricante de la banda. 8. Para cada tramo donde se sitúe un motor se calcula Wo y P que permite determinar la potencia del motor que se requiere. 2.2.3 Extensión del método El método propuesto puede ser aplicado para transportadores de banda de materiales a granel de cualquier tipo siempre que el flujo sea continuo. Por ejemplo, materiales de construcción, mineral laterítico, etc. Las especificidades de los cálculos dependerán de las propiedades del material a transportar y del recorrido seleccionado sobre la topografía del terreno a recorrer. La implementación del método es a través del software TransBandas (Anexo II.1). 2.3 Perfeccionamiento del cálculo de la resistencia en los transportadores de banda mediante el uso de splines En los trabajos analizados en el Capítulo I para determinar la resistencia al movimiento en los tramos curvos muchos autores establecen una relación práctica entre, las tensiones de entrada Tradic SE y salida SS, a través de un coeficiente kCurvo , cuyos valores oscilan desde 1,02 hasta 1,10 y estos valores se escogen por experiencia práctica. Hasta el momento no se ha obtenido una expresión teórica fundamentada matemáticamente y validada para la determinación de la resistencia en estos tramos, que considere las fuerzas que componen la normal que determinan con precisión la fuerza de fricción. La construcción del tramo curvo se puede lograr sin puntos angulosos y con continuidad, utilizando el método de interpolación por tramos spline cúbico. El spline permite obtener un modelo para la proyección y diseño del tramo curvo y calcular valores mínimos de la resistencia al movimiento. 2.3.1 Introducción a las curvas splines planas La metodología que utilizaremos para la realización de los cálculos está en correspondencia con Álvarez et al. (1998, 2002); Mena (2006) y Young et al. (2008). Una función spline es 30 �una función polinomial por tramos, que es continua y posee derivadas continuas hasta un cierto orden. Además, debe satisfacer algunas de las siguientes condiciones: pasar por un conjunto de puntos de la gráfica de f(x) (spline interpolador); aproximarse a un conjunto de puntos experimentales (spline de mejor ajuste); cumplir ciertos requerimientos estéticos; etc. El spline cúbico de interpolación. Considérese que para cada uno de los n+1 nodos ordenados en forma creciente {x0, x1, ..., xn}, que representen la longitud de cada tramo (xi) del perfil del transportador, se conoce el valor de una función f(x). Sea: yi = f(xi) para i = 0, 1, 2,..., n [2.1] Se necesita que el spline satisfaga las condiciones de interpolación: S(xi) = yi para i = 0, 1, 2,..., n [2.2] La expresión analítica del spline cúbico es: a1 x 3  b1 x 2  c1 x  d1................si.....x0  x  x1   3  2 a2 x  b2 x  c2 x  d 2 ................si.....x1  x  x2  .  S ( x)    .   .   3  an x  bn x 2  cn x  d n ................si.....xn1  x  xn  [2.3] Como cada uno de los n polinomios de tercer grado que conforman el spline posee cuatro coeficientes, el spline posee 4n coeficientes que deben ser determinados a partir de ciertas condiciones. Para encontrar las fórmulas que determinan a S(x) se seguirá el procedimiento de ir imponiendo sucesivamente las condiciones de interpolación, continuidad y suavidad. Usando un lenguaje geométrico, la gráfica de S(x) está formada por n secciones de polinomios cúbicos, de tal manera que la curva es continua, la pendiente varía en forma continua (no hay puntos angulosos) y la curvatura varía en forma continua. Cuando la función S(x) se utiliza como interpoladora debe, además, cumplir la condición de tomar en los nodos de interpolación idénticos valores que los que toma la función y = f(x). Aquí se está suponiendo que los nodos de interpolación coinciden con los puntos que limitan los tramos del spline. Las condiciones que debe satisfacer el spline son las siguientes: • Condiciones de interpolación: S(xi) = yi i = 0, 1, 2,..., n [2.4] • Condiciones de continuidad: S(x) es continua en xi i = 1, 2,..., n–1 [2.5] • Condiciones de suavidad: S'(x) es continua en xi i = 1, 2,..., n–1 [2.6] S''(x) es continua en xi i = 1, 2,..., n–1 [2.7] 31 �Estas condiciones suman en total 4n–2, que significa que aún se cuenta con la posibilidad de imponer otras dos condiciones al spline. Cuando se cumple la condición [2.6] se logra que los puntos de inflexión no sean angulosos, y la condición [2.7] que la curvatura de la función no sea angulosa (suave). Para encontrar las fórmulas que determinan a S(x) se seguirá el procedimiento de ir imponiendo sucesivamente las condiciones de interpolación, continuidad y suavidad, aunque no en ese orden. Como S(x) debe cumplir 4n-2 ecuaciones y existen 4n coeficientes a determinar, es posible imponer otras dos condiciones. Existen varios criterios en cuanto a estas dos condiciones, pero lo más frecuente es hacer: S''(x0) = S''(xn) = 0 Cuando se toman estas condiciones el spline se llama natural. Se ha demostrado que el spline natural es la función definida por tramos cúbicos que pasa por los n+1 puntos (x 0, y0), (x1, 2 xn y1),…(xn, yn) y hace mínima la integral (Álvares et al., 1998, 2004):  S" ( x) dx [2.8] x0 El procedimiento práctico para encontrar los valores de a1,…an, b1,…bn, c1,…cn, d1,…dn puede verse en Álvarez et al. (1998, 2002). Dado que S''(x) está relacionada con la curvatura de la gráfica de S(x), entonces la propiedad [2.8] significa que para S(x) se tiene la curvatura global mínima con respecto a cualquier otra función interpoladora. Desde un punto de vista físico, como la energía potencial de una varilla delgada, flexible y elástica, depende de la curvatura en cada punto (Alvarez et al., 1998, 2002), resulta que si una varilla con tales propiedades, es obligada a pasar por los n + 1 puntos del plano: (x0, y0), (x1, y1), ..., (xn, yn), ella toma la forma que minimiza su energía potencial elástica, que es precisamente la del spline cúbico natural que interpola a dichos puntos. Esto lo confirma la página Spline Interpolation de la Enciclopedia Wikipedia (consultada en Diciembre del 2008) y García b (2005). En ellos se expresa que f(x)=S(x) minimiza J ( f )   f '' ( x) dx , que es una aproximación de curvatura Kcurv= 2 a el funcional f  x  1  f x   3 2 2 [2.9] lo cual significa que S(x) pasa por todos los puntos (xi, yi). 2.3.2 Uso de los splines en el cálculo de la resistencia al movimiento del transportador en los tramos curvos del perfil La resistencia en un tramo recto se calcula por las fórmulas [1.1] y [1.2]; donde,  n , n1 : ángulo que forma el tramo con respecto a la horizontal. Usualmente, el cálculo de la 32 �resistencia en un tramo de perfil curvo se realiza asumiendo que se conocen las tensiones de entrada SE y de salida SS en el tramo y SS mayor del 1 al 10 % de SE y entonces, Wcp  S S  S E . Si se suponen conocidos los puntos de la trayectoria del perfil de un tramo (dados por las coordenadas de este perfil), entonces, es posible encontrar el spline cúbico natural que interpola estos puntos; mediante esta función spline es posible hallar las coordenadas de tantos puntos j como se necesiten para definir una poligonal formada por segmentos rectos definidos entre cada dos puntos consecutivos de manera que la poligonal constituye una aproximación de la curva spline y por tanto de la trayectoria del transportador. La resistencia en el tramo curvo será calculada como la suma de las resistencias en cada tramo recto de la poligonal, como se muestra en la figura 2.1. Figura 2.1: Poligonal para el cálculo de la resistencia en un tramo curvo. En el enfoque clásico, el cálculo de la fuerza de tensión en cualquier tramo se realiza mediante la expresión: Si  Si 1  Wi ,i 1 ; [2.10]. Sin embargo, en un tramo curvo cóncavo o convexo cada segmento tiene diferente pendiente. Se induce una expresión general para determinar la tensión en cada uno de los puntos (i) que definen el segmento, considerando las variaciones de los valores de resistencia provocados por los cambios de pendiente de cada segmento de la poligonal formada a través de los coeficientes denominados K Sicurvo y K Sicurvo 1 ,   que afectan el modelo [2.10] de la siguiente forma: Si 1  Si  K Sicurvo  Wi , i 1  1 K curvo Si 1 ; [2.11] Del modelo [2.11] se deducen tres casos particulares: 1. K Sicurvo  1,0 y K Sicurvo 1  1,0 cuando no existe cambio de pendiente entre dos segmentos consecutivos (  i 1   i ). Este es el caso clásico. 33 �2. K Sicurvo  cos i 1  i  y K Sicurvo 1  1,0 , cuando hay cambio de pendiente del tramo (i-1,i) al tramo (i, i+1) en forma cóncava ( i 1  i , ver figura 2.2) . Figura 2.2. Esquema para determinar la tensión y resistencia en los tramos curvos convexos en el plano vertical del perfil del transportador de banda. 3. Cuando el cambio de la pendiente del tramo es de forma convexa ( i 1  i , ver figura 2.3), hay una proyección sobre la batería de los apoyos de rodillos originada por la presión de la fuerza normal SN(i) que ejerce la banda sobre los mismos e incrementa la fuerza de resistencia al movimiento (aumento de la fuerza de fricción). Según la figura 2.3 Figura 2.3. Esquema para determinar la presión sobre los rodillos y tambores en los tramos curvos cóncavos en el plano vertical del perfil del transportador de banda. Si 1  Si  Wi 1  S N i    Donde, S N i   [2.12] Si  sen i  Si 1  sen i1 [2.13] cos  es la fuerza normal a los rodillos producida por el cambio de pendiente del tramo convexo;   ; 2 S N i  : es la componente normal correspondiente Si+1: S N i   S N i   cos [2.14] S i : es la proyección axial de Si según la dirección de la fuerza de tensión Si+1, Si  Si  cos  i   i 1  . [2.15] 34 �Entonces, los coeficientes K Sicurvo y K Sicurvo 1 quedan:     ;  seni   cos     2 K Sicurvo  cos i  i 1     cos           [2.16]  seni 1   cos       2 y K Sicurvo  1   ; 1 cos      [2.17] donde,  i y i 1 : ángulo de inclinación de los segmentos rectos (i-1,i) y (i, i+1) respectivamente de la poligonal formada por el spline natural,   ;  X i 1  X i   i1   arctg  Yi1  Yi [2.18] y   0,5  i  i1  ; [2.19] La fuerza SN(i) incrementa la fuerza de resistencia nociva en un valor S N i    . El coeficiente K Sicurvo y K Sicurvo 1 significan en cuantas veces se incrementa la resistencia al movimiento en los tramos curvos provocada por la presión de la banda sobre los rodillos. Esto se cumple tanto para la rama cargada como para la vacía. El cálculo de S(C) se hace complejo debido a que  i  es variable. Si S(C) es la tensión en el punto final de un tramo curvo, entonces; aplicando el método de contorno por puntos tal como se ilustra en la figura 2.1, se tiene que:     S1  S 0  K Scurvo  W0,1  0 S 2  S1  K Scurvo  W1, 2  1 1 K curvo S1 K curvo S2    SC 1  K Scurvo  WC 1,1  0 1 1 K curvo S1 [2.20] …   curvo S nt  S nt1  K Snt 1  Wnt1, nt  1 K [2.21] curvo Snt Donde, nt: número de segmentos que ajustan el tramo curvo que une a C-1 y C, S(C-1): tensión en el punto que inicia el tramo curvo (punto final del tramo anterior al tramo curvo analizado). En la medida en que la distancia entre cada pareja de puntos sea pequeña, el resultado del cálculo de S(i) en cada punto será más preciso debido a que tiene en cuenta las variaciones del ángulo de inclinación de cada tramo. 35 �Ahora se deben calcular los valores de K Sicurvo y K Sicurvo 1 para cada tipo de tramo y en este caso se asume que tg  i   f ' ( x j ) , donde y=f(x) es la función que modela a el tramo curvo. Como se desconoce la expresión de f(x), entonces ella puede ser aproximada por el spline cúbico natural S(x) tal como se definió en 2.3.1 y por tanto S'(x) puede aproximar a f ' ( x j ) . 2.3.3 Determinación de la tensión en el tramo curvo horizontal Cuando el transportador de banda se mueve por una trayectoria curva en el plano horizontal, con velocidad del movimiento de la banda constante, el equilibrio dinámico se obtiene añadiendo a las fuerzas aplicadas el vector de inercia  mbc  aI , con el cual el sistema resultante es nulo. El vector de inercia se puede expresar en sus componentes tangencial y normal, pero en este caso solamente hay que considerar su componente normal por ser constante el módulo de la velocidad de la banda. El valor de esta fuerza normal resultante ha sido determinado por otros investigadores (Grabner, 1990; Grimmer y Grabner, 1993; Grabner et al., 1993). El valor de la fuerza normal individual de los rodillos también influye en la curvatura de la banda (Kessler; 1996, 1990, Grimmer y Kessler, 1987a, 1987b). En esta investigación a partir de la figura 2.4 se obtiene el modelo para la determinación del incremento de la tensión de la banda en la curva según el plano horizontal: Figura 2.4 Sección transversal de la artesa en los tramos curvos en el plano horizontal.  v 2   Sen   fr  cos       Sc  qc  qb   Lcr       R  g Cos   fr  Sen    H      [2.22] Donde, fr: coeficiente de fricción entre la banda y los apoyos de rodillos durante el desplazamiento lateral de la banda, Sc: tensión que se incrementa en la curva horizontal producto de la presión de la banda contra los rodillos de apoyo (figura 2.4); N, RH: radio de la traza en la curva según el plano horizontal; m, λ: ángulo de inclinación de la artesa con 36 �respecto a la horizontal según la sección transversal de la banda en los tramos curvos de la traza; grados. El ángulo  está limitado por el ángulo maximal del talud del mineral laterítico  m , es decir, en la curva el ángulo maximal del talud del mineral depositado sobre la banda se incrementa en el valor de  ; o sea:  m   m   . Este fenómeno provoca una disminución del área de la sección transversal del mineral sobre la banda y de la productividad del transportador para un mismo ancho de banda. El área de la sección transversal también ha sido determinada por Kessler (1989) y CEMA (1999, 1997), pero ellos no han considerado la disminución de la productividad ni la interrelación entre el ángulo del talud, la humedad y la composición granulométrica de los minerales lateríticos. El incremento de la fuerza de resistencia en el rodillo lateral interior de la curva se considera en los cálculos según (Lieberwirth, 1996; Sagheer, 1989; Kessler et al., 1994 y Staples 2001, 2002). El cálculo de la fuerza de resistencia en relación al tramo curvo en los dispositivos guías de la banda ha sido determinada por (Grimmer y Beumer, 1972; Grimmer y Kessler 1987a, 1987b, 1991, 1992 y Kessler y Grabner, 1996) constituye el 0,015 %. En la selección del radio de la curva hay que considerar la disminución de la productividad, los gastos energéticos y económicos. 2.4 Modelación del área de la sección transversal y el ancho de la banda La productividad Q  3600  AT  v    ; [2.23] del transportador es una función del área total de la sección transversal del flujo de carga (AT; m2), de la velocidad de movimiento de la banda (v; m/s), de la masa volumétrica del material transportado (  ; t/m3) y de la inclinación del transportador en el sentido ascendente de la carga (  ); coeficiente ( ) (Gabay, 1979; Matiushev, 1979; Constain, 1982; Novoyilov, 1985 y Vasiliev et al., 2006). Al analizar diferentes disposiciones del órgano portador de la carga (banda) sobre los apoyos de rodillos (tipos de artesa), se observa que las áreas transversales del flujo de carga son diferentes para un mismo ancho de banda. Para determinar las áreas transversales para artesa de uno hasta siete rodillos de apoyo (figura 2.5), se obtienen por relaciones geométricas y trigonométricas a través de los modelos [2.25], [2.26], [2.27] establecidos en esta investigación. También se obtienen los modelos para determinar el ancho de banda ocupado por el mineral laterítico (b), para cualquier tipo de artesa y el ancho relativo de la sección transversal (b0). 37 �La forma del área de la sección transversal del flujo de carga obedece al tipo de artesa, plana o acanalada, y al ángulo del talud dinámico (  d ) en función de la humedad y la granulometría para el mineral laterítico. Depende de las dimensiones geométricas de la artesa; longitud de los rodillos li y de su ángulo de inclinación con respecto a la horizontal  i , de la longitud del rodillo central lr y del ángulo del talud dinámico del mineral  d . De la figura 2.5 el área de la sección transversal está determinada por el valor de la magnitud b0. El área total de la sección transversal AT es la suma de las áreas de las secciones transversales A0, A1, A2 y A3: AT  A1  A2  A3  A0 ; m2 [2.24] Cuando se parte de la longitud del rodillo central lr: A1  lr  l1  sen1  l12  sen1  cos 1 [2.25] A2  lr  2  l1  cos 1   l2  sen 2  l22  sen 2  cos  2 [2.26] A3  lr  2  l1  cos 1  2  l2  cos  2  l3  sen 3  l32  cos  3  sen 3 [2.27] Figura 2.5 Esquema del área de la sección transversal del flujo de carga Cuando se parte del ancho relativo de la sección transversal de la carga b0: A1  b0  l1  sen1  2  l1  l3  sen1  cos  3  2  l1  l2  sen1  cos  2  l12  sen1  cos 1 [2.28] A2  b0  l2  sen 2  2  l2  l3  sen 2  cos  3  l22  sen 2  cos  2 [2.29] A3  b0  l3  sen 3  l32  sen 3  cos  3 [2.30] El área A0 depende del tipo de pila formada: A0  K f b02 ; [2.31] donde, Kf: depende del tipo de sección de la carga. 38 �Sin embargo CEMA (1999), sólo considera la forma de la pila como circular y se ha demostrado para diferentes materiales que tiene distintas configuraciones. Según Ricaurte (2009), las expresiones de Kf para cada tipo de sección de carga teniendo en cuenta los ángulos de reposo maximal  m y tangencial  t se da en la tabla 2.1, anexo II.2 El área transversal del flujo de carga depende de factores condicionales que son las características físico-mecánicas del material a transportar y de factores constructivos como son las dimensiones y la forma de la artesa; el régimen vibratorio y de movimiento de la carga por toda la traza del transportador y de la forma de alimentación del mineral a la banda. Los factores condicionales son impuestos a los proyectistas y a su vez, estos últimos son los que asignan los factores constructivos mediante su elección. Para artesa plana (un rodillo) b  b0 , entonces, de A0 se obtiene b0  Ao ; Kf [2.32] Para una artesa acanalada con un número de rodillos de apoyo, nr >1 y hasta siete: nr b0  lr  2   li  cos i ; [2.33] i 1 que es la ecuación general de b0 en función de sus dimensiones geométricas. La ecuación [2.32] para determinar b0 se puede escribir como b0    ns    AT    Ai   i 1  ;  Kf [2.34] Para una artesa acanalada, el ancho de la banda ocupado por el mineral sobre la banda b, se obtiene b  lr  2  l1  l2  l3  ; [2.35] Despejando lr en la ecuación [2.35] y sustituyendo en [2.33] se obtiene:   b0  b  2   li   1  cos  i   ; n [2.36] i 1 Sustituyendo [2.36] en [2.34] se obtiene: b   ns  AT    Ai   n  i 1    2   li   1  cos  i   ; Kf i 1   [2.37] Por norma el ancho b, como margen de seguridad para evitar el derramamiento del mineral debido a las irregularidades en la alimentación, debe relacionarse con el ancho B de la banda mediante la expresión: b  0,9  B  0,05 ; [2.38] (Normas GOST 22645-77 y DIN 22101); 39 �nr donde B se da en m. De acuerdo a la figura 2.5, b  lr  2   l i  , sustituyendo [2.33] en i 1 [2.38] y despejando el ancho de la banda B se obtiene el modelo para la dimensión principal:   B  1,1     1  K  f  n n    Q     Ai   2   li   1  cos  i    0,05 ;   v     3600 i 1 i 1             B  1,1           Q   v     3600       2  1    lr  l1  sen1  l1  sen1  cos 1      K    lr  2  l1  cos 1   l2  sen 2    f         l 2  sen  cos  2 2 2       lr  2  l1  cos 1  2  l2  cos  2   l3     2    l3  cos  3  sen 3                       2   li   1  cos  i    0,05 n i 1 [2.39]                  [2.40] Con el valor de B obtenido por [2.39] y utilizando la ecuación [1.9] se pueden determinar los valores del coeficiente de forma K para el mineral laterítico en cualquier tipo de artesa. Deberá rectificarse la longitud del rodillo lnr  . Esto se puede realizar mediante la fórmula l(nr)  lnr   B b  Rs ; 2 [2.41] donde, Rs es el margen de seguridad del rodillo. Según Prok Internacional, Rotrans (1990), Rocman (2001a, 2001b) y Phoenix (2004) si Bs es el margen estándar del borde de la banda, que se calcula como Bs  0,055  B  20 ; mm [2.42]   lnr   Bs ; en la cual B: ancho de banda; mm, entonces lnr [2.42] Nótese que los coeficientes de la fórmula [2.38] no dependen de las propiedades del material, de la velocidad de transportación, ni de las características de la alimentación. Un enfoque alternativo que puede solventar esta insuficiencia es el siguiente. Para cada tipo de material que se transporte puede ser estudiado un margen de seguridad específico Ms. Ahora se tiene que: B  1  K  f n n    Q    Ai   Ms  2   li   1  cos  i   ;   v     3600 i 1 i 1    40  [2.43] �Y en este caso la longitud final del rodillo será l( nr)  lnr   Ms  Rs ; * [2.44], que puede observarse en la figura 2.4 anexo II.3. La suma Ms + Rs puede designarse como Margen General de Seguridad. 2.5 Modelación del accionamiento electromecánico del transportador En esta investigación se ha establecido una metodología para la determinación del momento de inercia del transportador reducido al árbol del motor (Sierra et al., 2009). La ecuación general del accionamiento se puede escribir: Mm  M rotor  I d ; [2.45] dt donde, Mm: momento torsor del motor; N.m, Mrotor: momento torsor en el árbol del motor; N.m, I: momento de inercia del transportador reducido al árbol del motor; kg.m2. Esta ecuación establece que el momento de rotación desarrollado por el motor se equilibra por el  d  momento de resistencia en su árbol y por el momento dinámico  I  .  dt  Para régimen estacionario d  0 ; por tanto: Mm  M rotot  M tambomotor Transmisión dt La reducción de los momentos de inercia al eje del rotor del motor eléctrico está basada en que la magnitud del margen total de energía cinética de las partes que se mueven del accionamiento a un eje queda invariable. En presencia de partes giratorias que poseen los momentos de inercia Im (motor), I1, I2,..,In (elementos del accionamiento del transportador y/o transmisión) y sus velocidades  m , 1 ,  2 , …,  n ; se puede sustituir su acción dinámica por la acción del momento de inercia reducido I; el cual se determina para el mineral laterítico (Sierra et al., 2008) por: I  I m  I1  1 m   I 2  2 m       I n  n m   mv m  ; 2 2 2 2 [2.46] m  Ke  md  mc ; kg [2.47]; donde, md: masa de la banda y los elementos que se trasladan; kg, mc: masa de la carga; kg, Ke: coeficiente que tiene en cuenta el alargamiento elástico de la banda, como resultado de lo cual no toda la masa de la banda se pone en movimiento simultáneamente disminuyendo las fuerzas dinámicas. Para el transportador de banda se considera como carga variable sólo al mineral que se transporta; entonces; se obtiene el valor constante Ielem que contiene los valores de los momentos de inercia reducidos al árbol del motor de los elementos del transportador (rodillos, tambores, banda y accionamientos). 41 �   I elem  Im 1 m    I i , j   i , j    Ke  I i , j   vi , j   y z i 1 j 1 2 2 ; I  I elem  ke  mc  v m ; 2 Donde mc  [2.48] [2.49] Q2  L 3.6  v   dQ ; [2.50] Q1 vL   dQ ; 2 3,6  m  Qi Qf I  I elem  ke  [2.51] I: momento total de inercia reducido al árbol del rotor de los Zi elementos tipo i del transportador en función de la productividad Q entregada por el transportador; kg.m2, i  : velocidad angular de los Zi elementos tipo i del transportador; rad/seg, v(i): velocidad lineal de los Zi elementos tipo i del transportador; m/seg,  m : velocidad angular del rotor del motor de accionamiento; rad/seg, L: longitud del tramo analizado del transportador; m, v: velocidad de la banda; m/s . Tomando en cuenta Wn conjuntamente con el rendimiento del equipo, se deriva que: Cuando W0 es positivo y la energía se transmite del motor al bloque y Wn aumenta a Wm, entonces, se tiene que Wm  W0  mbc  ab Transmision ; [2.52] Cuando W0 es negativo, la energía se entrega del bloque al motor y Wn disminuye el esfuerzo de frenado del motor: Wm  W0  mbc  ab Transmision ; [2.53] donde, Transmisión : rendimiento del equipo tomando en cuenta las pérdidas en el bloque motor, Wn: esfuerzo de tracción nominal; N. El motor eléctrico de inducción de accionamiento del transportador puede trabajar en tres regímenes: motor, generador o frenado. En el régimen motor bajo la acción del momento electromagnético M > 0, los parámetros del motor se determinan por los modelos (Ivanov, 1984; Morera, 1993 y Vilaragut, 2008): S L  3  U L  I L ; VA [2.54] P1  3  I L  U L  cos 1 ; W [2.55] 42 �P2  Pmec  Pad  Proz  M tm  m T Tr  M Rotor  m  0 ; W [2.56] que se transmite por el árbol a través de la transmisión al tambor motor del transportador de banda. La potencia mecánica útil P2 resulta menor que la potencia activa P1 consumida de la red por el motor en las pérdidas  motor   P y el rendimiento del motor se expresa por la fórmula P2  P  f s  ;  1 d P1 P1 [2.57] El deslizamiento en el motor de inducción del accionamiento se determina por sd  e -  m ; m [2.58] Donde, S1: potencia total o aparente; VA, I1: corriente de línea de la red eléctrica de suministro; A (Ampere), U1: tensión eléctrica de suministro de la red consumida por el estator; V (Volt), cos 1 : factor de potencia en la red, P1: potencia activa consumida de la red; kW,  e : velocidad angular del campo del estator; rad/s,  m : velocidad angular de desplazamiento del rotor; rad/s, Sd: deslizamiento del motor, P2: potencia mecánica útil; kW,  Pmec  P2  M  m : potencia mecánica desarrollada por el momento electromagnético al desplazarse el rotor con la velocidad angular  m ; kW, Mtm: Momento torsor en el tambor motor del transportador de banda; N.m. La potencia nominal del estator se determina a partir de los datos nominales del motor por: P1n  Pn n ; Entonces, el coeficiente de sobrecarga K C  [2.59] P1Re al  n ; Pn [2.60] La potencia real del árbol del motor para una carga determinada P2  K C  Pn ; Las pérdidas provocadas en el motor por la variación de la carga [2.61] P  P  P ; 1 2 [2.62] Estos modelos tienen gran valor práctico. Según Vilaragut (2008), la eficiencia de un motor depende del estado de carga en que se encuentre trabajando. Los motores de fabricación estándar tienen su eficiencia máxima alrededor del 75 % de su carga nominal y los de alta eficiencia alrededor del 85 %. En esta investigación se establece el modelo [2.56], por el cual se obtiene la potencia real, las pérdidas y el rendimiento en el motor de accionamiento del transportador para el mineral 43 �laterítico en función de la carga real. La carga real del transportador depende de la productividad, del ancho y velocidad de movimiento de la banda y de la traza con sus perfiles. Modelando estas variables en función de la potencia del motor de accionamiento se obtienen los modelos [2.63], [2.64] y [2.65] que permiten determinar la potencia útil del motor de accionamiento. n 1 n 1  nv    Gr      S   B  K   L  k  kiT   K cola      i   i B i  c  2  lr  i 2 i 1  i 1    P2    L n 1 n 1   nr  Grl  Grc Q   nc  S T      Li    ki   ki   c    B  K B i   v  K Q i   l i  1 i 2 i 1 r                [2.63]    1  K   e ftm  tm  K  1   v fr fr      n 1 n 1  e ftm  tm  S T  1000   T .Tr  ki   ki    i 1 i 1         p2  WVACIO  k cola  WCARGA  K TRACC  v 1000  T Tr  [2.64] n 1 n 1  nv   Gr      S T  cola    Li    ki   ki   K     B  K B i    2  lr  i 2 i 1   i 1   P2    n  1 n  1 nc      Q  iT    n  Grl  Grc S T   B  K B i         Li    ki   ki      r   K Q i       lr i 2 i 1    m T    i 1          [2.65]    1  K   e ftm  tm  K  1    m  rT fr fr    n 1 n 1  e ftm  tm  S T  1000   T .Tr  iT  k  k   i i   i 1 i 1     Donde, K Bi     cos i   sen i   qbT ,  i : ángulo de inclinación del tramo i que se analiza del perfil del transportador; grados, qbT : peso de un m2 de banda (catálogo); N/m2, K Qi   g 3.6    cos i   sen i  , kiS  K Sicurvo y kiT  1 K Sicurvo 1 : se obtienen del epígrafe 2.3.2, iT  m T : relación de transmisión total del accionamiento, m y T : velocidad angular del motor de accionamiento y del tambor motor del transportador respectivamente; rad/s, v  T  rT  m  rT  iT , rT: radio del tambor motor del transportador; m, v: velocidad de movimiento de la banda; m/s, K fr : coeficiente que considera la resistencia por fricción de los elementos del tambor motor (Kfr= 0,05 a 0,06), T .Tr : coeficiente de rendimiento total de la transmisión, Kcola: coeficiente que considera el incremento de resistencia al movimiento por fricción en el tambor de cola o retorno, L(i): longitud del tramo i que se analiza; m, Gr´, Grl y 44 �Grc: peso del rodillo de apoyo de la rama vacía, de los laterales y del centro en la rama cargada respectivamente; N. Sustituyendo en la ecuación [2.57], las ecuaciones [2.55] y [2.65] se obtiene el rendimiento del motor eléctrico de inducción del accionamiento del transportador de banda para el mineral laterítico en función de la productividad del transportador, velocidad del motor, de la energía eléctrica consumida por el estator del motor de la red [I1, U1, cos(φ1)]; para una traza y perfil establecido en el terreno donde se instala el transportador, el modelo [2.66] queda: n 1 n 1  nv   Gr      S T  cola   Li    ki   ki   K      B  K B i    2  lr   i  1 i  2 i  1       n  1 n  1 nc  S T     B  K   Q  iT   K  n  Grl  Grc      L  ki   ki  B i     r  Q i    i      lr i  1 i  2 i 1 m T             motor        1  K   e ftm tm  K  1    r    1 fr fr m T         n 1 n 1  e ftm tm  S T   T .Tr  iT   3  I L1  U L1  cos( L1 )  ki   ki    i 1 i 1        2.66 En un enfoque clásico, ésta sería la función objetivo de la optimización energética considerando el rendimiento total del motor. Este enfoque integrado necesitaría para su completo tratamiento de complejos métodos matemáticos que permitan determinar para cuáles valores de las variables de entrada se obtienen los mejores valores de  motor . Sin embargo, para el análisis de ciertas variables aisladas, este enfoque puede resultar muy útil sobre todo cuando se utilizan los softwares adecuados. 2.6 Estudio de los parámetros tecnológicos del transportador de banda que dependen de las propiedades físico-mecánicas del mineral laterítico Los parámetros tecnológicos del transportador de banda que dependen de las propiedades físico-mecánicas del material laterítico son: 1. Tamaño de los pedazos. 2. La masa volumétrica mullida. 3. Los ángulos de reposo maximal y tangencial. 4. Coeficiente de deslizamiento. Tamaño de los pedazos 45 �Caracteriza el tamaño medio Te o el tamaño máximo Tmax de las concreciones de partículas. Para cargas clasificadas se utiliza Te y para cargas ordinarias se utiliza Tmax. A partir de la distribución granulométrica del material que se señala para cada rango granulométrico [rj, rj+1] un porcentaje pj de partículas, determina el valor de Tmax como el mayor valor rj+1 para los rangos en los cuales se cumpla que pj ≥ 10 %. De forma semejante se determina el valor del tamaño mínimo Tmin. El valor Te se determina: Te  Tmax  Tmin 2 [2.67] Masa volumétrica mullida: La masa volumétrica se denomina  ; es la relación de la masa M (medida en toneladas) con respecto a la unidad de volumen V=1 m3. El valor de  se obtiene pesando 1 m3 del material. Existen variantes para determinar  , entre ellas está la Masa Volumétrica Mullida que se mide cuando el material ha sido removido del macizo y sujeto a la preparación mecánica. El material mullido homogeneizado debe cumplir requisitos tecnológicos establecidos (CEPRONIQUEL, 2004; Chang et al., 2005, 2006; Estenoz, 2001 y Estenoz et al., 2003). La relación entre la Masa Volumétrica Compacta (MVC) y la Masa Volumétrica Mullida (MVM) se conoce como Coeficiente de Esponjamiento. En el comportamiento de  tienen gran influencia:  La composición mineralógica del material  La composición granulométrica (cuando los fragmentos son mayores, el espacio entre ellos aumenta y por tanto disminuye  )  La forma de los pedazos (cuando los pedazos tienen formas que definen el aumento del espacio entre ellos, entonces γ disminuye)  La humedad del mineral ya que cuando aumenta esta última también aumenta  . Ángulos de reposo maximal y tangencial Se denomina φ y caracteriza el grado de intermovilidad de las partículas que conforman al material (Shubin y Pedre, 1986; Oriol y Aguilar, 1995) o sea, el grado de fluidez del material. Es el ángulo que la superficie lateral de la carga forma con una superficie horizontal plana. La magnitud del ángulo de reposo estático  o dinámico  d dependerá de las fuerzas de adherencia entre las distintas partículas que conforman al material y de las fuerzas de rozamiento que surgen durante el desplazamiento relativo de las partículas que lo conforman. La relación entre los ángulo  y  d se expresa a través de la siguiente relación (Spivakoski y Potapov, 1983; Valotkoskii, 1990; Vasiliev y Nikolaiev, 2003 y Vasiliev et al., 2006]: 46 �d  (0,7 a 0,8)   y según (Sierra et al., 2009) d  (0,89 a 0,92)   determinado para el mineral laterítico. En el cálculo de transportadores se utiliza  d . El ángulo de reposo se obtiene al introducir cada muestra granulométrica y cada humedad del mineral sin apilar dentro un cilindro hueco colocado sobre una superficie horizontal. Al levantar el cilindro verticalmente la superficie lateral de las partículas se distribuyen por la generatriz de un sólido en revolución formando una pila. La tangente a la generatriz con respecto al plano horizontal para cada pila obtenida, constituye el ángulo del talud natural del mineral (  ) (figura 2.5, anexo II.4). La forma de la generatriz puede ser: un cono, un paraboloide, un hiperboloide o un elipsoide (figura 2.6, anexo II.5). Según Ricaurte (2009), el ángulo de reposo puede ser medido de dos formas: 1. Tomando como lados la base del material y la línea que une el punto más alto de la carga. A este ángulo se le denomina Ángulo de Reposo Maximal  m 2. Tomando como lados la base del material y la línea tangente a la superficie en la dirección del punto más alto de la carga. A este ángulo se le denomina Ángulo de Reposo Tangencial  t En su trabajo citado, Ricaurte demuestra que para diferentes valores de esos ángulos se puede caracterizar la forma de la sección de la carga (figura 2.6 anexo II.5) y calcular el coeficiente de forma según se ha mostrado en la tabla 2.1, anexo II.2. Coeficiente de deslizamiento Se denomina  y se determina como función del ángulo de deslizamiento [  ] que coincide con el ángulo de la banda con respecto a la horizontal. El valor de ψ expresa que parte del material no se desliza longitudinalmente en la banda en los tramos inclinados; su valor está entre 0 (todo el material se desliza) y 1 (no se desliza ninguna parte del material). 2.6.1 Tamaño de los pedazos Para el mineral laterítico homogeneizado se toma el tamaño medio Te . Para determinarlo se realizó un experimento con el fín de lograr representatividad, se consideraron 12 muestras aleatorias de material laterítico tomadas del proceso productivo. A cada muestra se le realizaron diez mediciones (réplicas) para cada una de las humedades de las pilas de secado natural: 42 %, 38 %, 34 % y 30 %, con lo cual se dispuso de 480 mediciones las que fueron tamizadas utilizando cribas con rejillas del tipo de la figura 2.7, anexo II.6 y dimensión de los agujeros de 75, 50, 25 mm. Los resultados que se obtuvieron fueron promediados respecto a 47 �las 12 muestras y estos valores se exponen en la tabla 2.2 anexo II.7 y constituyen la base de los próximos análisis. Nótese, que la variabilidad es alta para los pedazos de mayor tamaño y es mucho menor para los pedazos pequeños. Para los pedazos con a>75 mm se tiene que la variabilidad aumenta según disminuye la humedad. En el resto de los casos, la variabilidad aumenta al pasar la humedad de 42 % a 38 y 34 % y luego disminuye la variabilidad cuando la humedad es 30 %. Se determinaron los valores de Tmax y Tmin (mm) para cada uno de los valores de la humedad. Los resultados se observan en la tabla 2.1 donde el valor Te se determina por (2.67). Entonces, puede asumirse, que el tamaño medio de los pedazos es considerado como Te = 87,5 mm, para una humedad H = 36 %. Tabla 2.1 Valores Tmax, Tmin y Te (en mm) al variar la humedad del material Réplicas Humedad 1 2 3 4 en % Tmin Tmax Te 42 25 50 375 25 50 37,5 25 50 37,5 25 50 37,5 38 25 50 37,5 75 100 87,5 75 100 87,5 25 50 37,5 34 75 100 87,5 75 100 87,5 75 100 87,5 75 100 87,5 30 0 25 12,5 0 25 12,5 0 25 12,5 0 25 12,5 Humedad Tmin Tmax 5 Te Tmin Tmax 6 Te Tmin Tmax 7 Te 8 en % Tmin Tmax Te 42 25 50 37,5 25 50 37,5 25 50 37,5 25 50 37,5 38 75 100 87,5 75 100 87,5 25 50 37,5 75 100 87,5 34 75 100 87,5 25 50 37,5 25 50 37,5 25 50 37,5 30 0 25 12,5 0 25 12,5 0 25 12,5 0 25 12,5 Humedad Tmin Tmax 9 Te 10 Tmin Tmax Te Tmin Tmax Del Promedio en % Tmin Tmax Te 42 25 50 37,5 25 50 37,5 25 50 25 38 75 100 87,5 25 50 37,5 75 100 87,5 34 75 100 87,5 75 100 87,5 75 100 87,5 30 0 25 12,5 0 25 12,5 0 25 12.5 Tmin Tmax Te Tmin Tmax Te 2.6.2 Masa Volumétrica Mullida del mineral laterítico en función de la humedad 48 Te �La MVC constituye un elemento esencial en el cálculo de recursos que se realiza después de cada campaña de exploración en un yacimiento laterítico, ya que para el recurso en cada bloque de explotación se calcula como el producto del volumen del bloque por el contenido de Ni en %, por su MVC. Para el cálculo de transportadores se hace necesario conocer la MVM del material. Entonces, se tienen dos opciones: 1. Estudiar la relación de la MVM con respecto a la MVC y las características de la preparación mecánica. 2. Estudiar la MVM a partir de algunas propiedades del mineral que se transporta. El segundo camino es más sencillo y será el que se sigue en la presente investigación. Puesto que las composiciones mineralógicas son semejantes en los yacimientos lateríticos, el mayor énfasis, debe estar en el estudio de la relación entre la MVM y la distribución granulométrica del material y de la relación de la MVM y el nivel de humedad. De la tabla 2.2 anexo II.7 se pueden obtener los indicadores estadísticos sobre las distribuciones granulométricas para cuatro niveles de humedad (Tabla 2.3 anexo II.8). De dichos resultados se deduce que para cualquier porcentaje de humedad, el 72 % (o más) del material posee una buena estabilidad granulométrica puesto que sus coeficientes de variación son menores de un 10 %, y esto indica un adecuado índice de homogeneización granulométrica (todo el material con un mismo nivel de humedad tiene la misma distribución granulométrica). En consecuencia, aunque la MVM depende de la distribución granulométrica (Otaño, 1981), en este caso no es necesario un estudio particular de esta relación debido a que esta última propiedad puede asumirse como invariante para cada nivel de humedad. Ahora es esencial conocer la influencia de la humedad en el comportamiento de la MVM. Para esto se tomaron 5 muestras (réplicas) en cada una de las 4 pilas de secado de la mina de la ECECG. Cada una de estas pilas (según el tiempo transcurrido de secado natural) tiene una humedad promedio que fue determinada por diferencia de pesada. El valor de la MVM se determinó pesando (figura 2.8, Anexo II.9) el contenido de un recipiente de capacidad volumétrica conocida. Los resultados promedios (con respecto a las cuatro pilas) se muestran en la tabla 2.2. Tabla 2.2 Valores de la masa volumétrica (t/m3) del mineral laterítico, al variar la humedad. RÉPLICAS 1 42 1,340 49 Humedad; % 38 34 1,310 1,180 30 1,140 �2 3 4 5 Promedio Desviación Estándar Coeficiente de Variación; % Promedio General 1,370 1,360 1,370 1,380 1,364 0,0152 1,11 1,230 1,210 1,210 1,190 1,300 1,220 1,330 1,200 1,278 1,200 0,0527 0,0158 4.13 1,32 1,2375 1,090 1,050 1,110 1,150 1,108 0,0402 3,63 El número de réplicas se asumió pequeño (5) debido al alto nivel de homogeneización del material que tienen las pilas y a las excelentes características tecnológicas que poseen los instrumentos con los cuales se realizaron las mediciones. Los bajos valores de los coeficientes de variación (menos del 5 %) argumentan la justeza de esta decisión. El análisis de varianza realizado para un 99 % de confianza demuestra que existe una importante relación entre la humedad y la MVM (Figura 2.9 Anexo II.10) Con el fin de realizar tareas de pronóstico se obtuvo una modelación mediante el Método de los Mínimos Cuadrados donde se tienen los siguientes resultados que indican la posibilidad de obtener un valor confiable de MVM si se conoce la humedad: Ecuación: MVM  0,4774  0,0211  HU [2.68] Variación explicada: 0,17808 Grados de libertad: 1 Variación residual: 0,019736 Grados de libertad: 18 Variación total: 0,19782 Grados de libertad: 19 Error estándar de una estimación: 0,0340729 Error probable de una observación: 0,0223345 Coeficiente de correlación, r =0,9488 Para una prueba con nivel de confianza 0,95: Intervalo de confianza de r : [0,8727; 0,9799] Para una prueba F de Fisher para la ecuación, con nivel de confianza 0,95: Valor de Fc para el ajuste: 162,4195 Valor de Ft por la tabla: 3,5916 El ajuste es estadísticamente significativo ya que Fc>Ft. Prueba para los coeficientes no independientes del modelo (0,95) Valor teórico (t de Student), t= 1,734 Valor de coeficiente de Hu, t= 12,7444 El coeficiente de Hu es estadísticamente significativo ya que t<=abs(t2). Intervalos de confianza para los coeficientes del modelo (0,95) Valor teórico (t de Student), t= 2,101. 50 Sxy = 0,033113 �Intervalo de confianza de bo: [0,3512; 0,6036] Intervalo de confianza de b1: [0,0176; 0,0246] Para determinar el valor máximo de la MVM para una humedad dada HU basta con sustituir este valor en la ecuación MVM  0,6036  0,0246  HU ; [2.69]. Por ejemplo para HU=36 % entonces el valor esperado es MVM= 1,237; la MVM máxima que se puede obtener es MVM=1,4892. Para H entre 34 % y 38 %, la MVM está entre 1,1948 y 1,2792 ton/m3. 2.6.3 Ángulos de reposo maximal y tangencial Para estudiar el comportamiento de estos ángulos se procedió a diseñar un conjunto de mediciones de las variables mediante experimentos bifactoriales con varias réplicas: a. a: Granulometría promedio del material. b. HU: Humedad en porciento c.  m : Ángulo maximal de la pila d.  t : Ángulo tangencial de la pila La granulometría se midió mediante el método de tamizado, el cual consiste en cernir la muestra a través de un juego de tamices (Figura 2.7, Anexo II.6) y determinar el porcentaje de residuo en cada tamiz respecto a la masa de la muestra inicial (Andreiev, 1980). Las muestras tomadas fueron de 105 kg promedio. Los agujeros de los tamices son de 78, 75, 50. 25 y 5 mm y se cirnieron durante un tiempo de 180 s. La humedad se midió mediante el método tradicional de diferencia de pesadas por su sencillez y fácil aplicación (Figura 2.8 y 2.10, anexo II.9 y II.11). Se tomaron 14 muestras (réplicas) de 1 000 g de cada pila formada y según Oriol 1995 se determina la humedad H en % por HU  WH  WS [2.70]; donde, WH y WS: masa inicial (ante del secado) y final de la muestra WH (después del secado hasta 105 0C durante 24 h en la estufa figura 2.10 anexo II.11 en el CEINNIQ) respectivamente; en kg. Los ángulos maximal y tangencial del talud del mineral laterítico mullido se midieron a partir del siguiente procedimiento:  Introducción de una muestra de mineral laterítico mullido dentro de un cilindro hueco colocado sobre una superficie horizontal (Figura 2.5 anexo II.4). El cilindro tiene un diámetro de 0,28 m y una capacidad de 0,022 m3  Levantar el cilindro suavemente para que las partículas que componen el material formen una pila cuya sección se corresponde con una de las formas descritas en la figura 2.6 anexo II.5 51 � Medir los ángulos m y t mediante un goniómetro o transportador de ángulo. Los resultados de cada experimento se muestran en las tablas 2.4 y 2.5 anexo II.12 y II.13 donde también aparecen el promedio (P), la desviación estándar (DE) y el coeficiente de variación (CV %), con respecto a las réplicas. El procedimiento empleado se muestra en la figura 2.11 Anexo II.14. Al analizar la relación entre el ángulo maximal con respecto a la granulometría a y la humedad HU, se puede obtener el siguiente modelo mínimo cuadrado: Ecuación:  m = 30,58 - 0.4592  a - 0,00496  a  HU + 0,00651 a 2 + 0,01109  HU2 Variación explicada: 630,98 Grados de libertad: 4 Variación residual: 35,2891 Grados de libertad: 20 Variación total: 666,2646 Grados de libertad: 24 Error estándar de una estimación: 1,3628 Error probable de una observación: 0,895957 Coeficiente de correlación, r =0,97316 Para una prueba con nivel de confianza 0,95: Intervalo de confianza de r: [0,939; 0,988] Para una prueba F de Fisher con nivel de confianza 0,95: Valor de Fc para el ajuste: 89,4009 Valor de Ft por la tabla: 2,7402 El ajuste es estadísticamente significativo ya que Fc>Ft. Coeficientes de correlación parcial: Para el coeficiente de a: -0,82 Para el coeficiente de a HU: -0,56 Para el coeficiente de a2: 0,95 Para el coeficiente de HU2: 0,88 Prueba para los coeficientes del modelo (0,95 de nivel de confianza) Valor teórico (t de Student), t=1,725 Para el coeficiente de a, t2=-6,46 Es estadísticamente significativo ya que t<=abs(t2). Para el coeficiente de a  HU , t3=-3,01 Es estadísticamente significativo ya que t<=abs(t3). Para el coeficiente de a2, t4=13,13 Es estadísticamente significativo ya que t<=abs(t4). Para el coeficiente de HU2, t5=8,41 Es estadísticamente significativo ya que t<=abs(t5). 52 [2.71] �En sentido general pueden obtenerse buenas predicciones de  m si se conocen a y HU dentro de los rangos estudiados. También se estudió la relación entre el ángulo tangencial con respecto a la granulometría a y la humedad HU. El modelo mínimo cuadrado obtenido es el siguiente: Ecuación:  t  33,25 - 0,505  a - 0,0025  a  HU  0,0062  a 2  0,008  HU2 Variación explicada: 492,684 Grados de libertad: 4 Variación residual: 36,383 Grados de libertad: 20 Variación total: 529,068 Grados de libertad: 24 [2.72] Error estándar de una estimación: 1,3838 Error probable de una observación: 0,9097 Coeficiente de correlación, r =0,965 Para una prueba con nivel de confianza 0,95: Intervalo de confianza de r: [0,921 ; 0,985] Para una prueba F de Fisher con nivel de confianza 0,95: Valor de Fc para el ajuste: 67,7075 Valor de Ft por la tabla: 2.7402 El ajuste es estadísticamente significativo ya que Fc>Ft. Coeficientes de correlación parcial: Para el coeficiente de a: -0,84 Para el coeficiente de a HU: -0,32 Para el coeficiente de a2: 0,94 Para el coeficiente de HU2: 0,80 Prueba para los coeficientes del modelo (0,95 de nivel de confianza) Valor teórico (t de Student), t=1,725 Para el coeficiente de a, t2=-6,99 Es estadísticamente significativo ya que t<=abs(t2). Para el coeficiente de a.HU, t3=-1,5 No es estadísticamente significativo ya que t<=abs(t3). Sin embargo para un nivel de confianza de 90 % se obtienen el valor de t=1,325 y la prueba es superada. Este resultado induce a aceptar el término a.HU en el modelo. Para el coeficiente de a2, t4=12,24 Es estadísticamente significativo ya que t<=abs(t4). Para el coeficiente de HU2, t5=5,96 Es estadísticamente significativo ya que t<=abs(t5). 53 �En este caso, también pueden obtenerse buenas predicciones de  t si se conocen a y HU dentro de los rangos estudiados. Desde un punto de vista cualitativo puede deducirse de la figura 2.6 que: 1. Para humedades menores entre 32 y 34 % el comportamiento de los ángulos tangencial y maximal es semejante (la sección de la pila es triangular). Para HU>34 % los ángulos maximales son mayores que los ángulos tangenciales (la sección de la pila es hiperbólica o parabólica con exponente menor que 1) y para HU<30 sucede lo contrario (la sección de la pila es parabólica con exponente mayor que 1). 2. Cuando aumenta la granulométría, el comportamiento de los ángulos decrece desde a=5 hasta a=50 y luego crece desde a=50 hasta a=78 (esto puede deberse a que la forma de los granos cuando a ≥ 75 es menos redonda lo cual aumenta la estabilidad de la pila). Figura 2.6 Comportamiento de los ángulos maxinal humedad porcentual para diferentes granulometrías. 2.6.4 Coeficiente de deslizamiento 54  max y tangencial Tan al variar la �Para los materiales a transportar el ángulo de deslizamiento o admisible del transportador se establece por:    d   K (Spivakoski, 1982; Shubin y Pedre, 1986 y Oriol y Aguilar, 1995) donde,  K : Margen de seguridad del ángulo de deslizamiento y  d : ángulo dinámico del talud. Para materiales que sus partículas tienen poca movilidad y gran adherencia entre ellas y el medio portante (tales como el material laterítico) se toma  K  5o (Spivakoski y Potapov, 1983; Valotkoskii, 1990; Vasiliev y Nikolaiev, 2003 y Vasiliev et al., 2006). Sin embargo, parece más práctico estudiar la relación entre  y  para el material laterítico que permite encontrar el valor de  en el cual  =1. Para determinar la relación entre  y  , se realizaron experimentos con material laterítico homogeneizado en una instalación del laboratorio de transporte continuo del ISMM figura 2.12, anexo II.15 donde se midieron, el ángulo  de inclinación del tramo; y el valor de  tomado como: 1 menos la proporción volumétrica (con respecto al volumen total) de material que se desliza. Tabla 2.3 Valores de  obtenidos cuando varía  Réplicas  1 2 3 4 5 18o 1,00 0,98 1,00 0,99 0,99 22o 0,98 0,97 0,975 0,98 0,982 25o 0,96 0,955 0,964 0,961 0,957 27o 0,94 0,943 0,942 0,938 0,939 30o 0,90 0,91 0,893 0,901 0,899 Atendiendo a la simplicidad del material y a la excelente calidad de las mediciones ejecutadas, se realizaron sólo 5 réplicas. El volumen del mineral deslizado se obtuvo con una probeta graduada de 0,002 m3. Los resultados obtenidos se muestran en la tabla 2.3. El análisis de varianza realizado con un 99 % de confianza demuestra que existe una importante relación entre el ángulo β y el coeficiente ψ (ver figura 2.13 Anexo II.16) Con el fin de realizar tareas de pronóstico se obtuvo una modelación mediante el Método de los Mínimos Cuadrados, donde se tienen los siguientes resultados que indican la posibilidad de obtener un valor confiable de  si se conoce  : Ecuación:   1,1345 - 0,0074   [2.73] Variación explicada: 0,02333 Grados de libertad: 1 Variación residual: 0,002546 Grados de libertad: 23 Variación total: 0,025877 Grados de libertad: 24 55 �Error estándar de una estimación: 0,010758 Error probable de una observación: 0,0070969 Coeficiente de correlación, r =0,949527 Para una prueba con nivel de confianza 0,95: Intervalo de confianza de r: [0,8873; 0,9778] Para una prueba F de Fisher con nivel de confianza 0,95: Valor de Fc para el ajuste: 210,7447 Valor de Ft por la tabla: 3,4434 El ajuste es estadísticamente significativo ya que Fc > Ft. Prueba para el boeficiente de  (0,95) Valor teórico (t de Student), t =1,714 t2 =-14,5171 El coeficiente 2 es estadísticamente significativo ya que t<=abs(t2). Intervalos de confianza para los coeficientes del modelo (0,95) Valor teórico (t de Student), t=2,069 Sxy = 0,0105217 Intervalo de confianza de bo: [1,10843; 1,16063] Intervalo de confianza de b1: [-0,00846; -0,00635] De la ecuación obtenida se deduce que para que  =1 en el material laterítico, deberá tomarse  ≤ 18,1757o. 2.6.5 Desplazamiento de partículas en la zona de carga El mayor desgaste de la banda tiene lugar en la zona de alimentación, debido al deslizamiento del mineral sobre la misma y a los choques producidos durante la caída de las partículas de gran tamaño. El deslizamiento del mineral sobre la banda, es resultado de la diferencia de velocidades entre las partículas alimentadas y la de la banda (David, 2006). En particular, se determinó que el recorrido promedio del mineral laterítico con respecto a la banda, es de 0,457 a 0,850 m, con valores mínimos de 0,290 m y máximos de 1,632 m. En los resultados se consideran las oscilaciones provocadas por las irregularidades de las partículas y las características elásticas de la banda (Sierra, 2009). Para velocidad de la banda de 1,87 a 2,0 m/s el desplazamiento de las partículas de mineral laterítico sobre la banda es más desordenado, y la distancia recorrida y su dirección tienen fluctuaciones. A partir de 2,0 m/s el movimiento de las partículas es más ordenado. El fundamento teórico es que con el aumento de la velocidad de la banda, su cantidad de movimiento sobre las partículas es mayor (Sierra et al., 2009). Cuando la partícula choca con la banda, la deforma durante un período de tiempo y necesita otro período menor de recuperación. La relación entre ambos períodos se denomina 56 �coeficiente de restitución (e) y se puede expresar en función de las velocidades relativas antes y después del choque, según su línea de choque (Beer, 1970; Targ, 1980; Roy y Craig, 2002]. Cuando la dirección de movimiento de la carga alimentada es perpendicular al movimiento de la banda y ésta se considera como un cuerpo de gran masa al no permitir su desplazamiento vertical y tener gran longitud, el choque de las partículas sobre la banda se comporta como una percusión (figura 2.14 anexo II.17). Si la energía con que llega la partícula a la banda, que depende de la altura y la masa, supera el valor de la energía potencial elástica de la banda; se produce la ruptura y desprendimiento de partículas del material de la banda. Cuando la partícula del mineral laterítico tiene forma irregular con aristas cortantes se incrementa la hendidura y desprendimiento de pequeñas partes de la banda y su tiempo de vida útil disminuye aun más. Para los transportadores de la ECECG (Sierra et al., 2009) el tiempo de vida útil de la banda es 4 120 h, que es el 35 % del nominal y el período entre avería es pequeño (72 h promedio). La deformación de la banda durante el impacto del pedazo de mineral es X  Xd  Xf (m) (Beer, 1970; Targ, 1980; Roy y Craig, 2002] donde, Xd : deformación, hendidura o aplastamiento de la banda por el impacto de los pedazos de mineral al caer; m y Xf : flexión de la banda cuando los pedazos caen entre dos apoyos de rodillos; m. Sierra et al. (2009) ha obtenido que ∆X se puede calcular a partir de la velocidad Vo (m/s) de caída de las partículas desde una altura Hc (m), de la velocidad v (m/s) de movimiento de la banda, de t (seg) que es el tiempo durante el cual se realiza el choque y e que es el coeficiente de restitución cuyo valor depende del tipo de material y de las características del impacto. La fórmula obtenida es: X  t e  1  Vo  2   v  ; Tan  [2.74] Según Sierra (2007) se demuestra que: Xd  Xsd  Xsd 2  2  Hc  Xsd ; [2.75] Xf  Xsf  Xsf 2  2  Hc  Xsf [2.76] Donde Xsd  Y Xsf  qc  qb  Xb  E  0,7  B   48 1  qc  qb   lrc 4 [2.77]   1 q E     b  lrc  lrc 2  Xb 2  12  g  [2.78]      En que: Xsd : deformación estática, hendidura o aplastamiento de la banda provocada por el peso de los pedazos de mineral; m, Xsf : flexión estática provocada por el peso de los 57 �pedazos de mineral sobre la banda entre dos rodillos; m, Hc: altura de caída del mineral sobre la banda en los puntos de alimentación; m, qc: peso lineal de la carga; N/m, qb: peso lineal de la banda; N/m, Xb: espesor de la banda; m, B: ancho de la banda; m, E: módulo de elasticidad de la banda; N/m2, Lrc: distancia entre rodillos en el punto de carga; m. La deformación de la banda por aplastamiento es mucho menor que la deformación por flexión. Las observaciones reales de las hendiduras, huecos en la banda por las partes desprendida por el impacto del mineral laterítico; oscilan entre 1,0 y 6,5 mm, que coincide con aproximación del 90 % de los valores teóricos (Sierra et al., 2009). Si el centro de masa de la partícula no coincide con su línea de choque con la banda, la partícula gira según el sentido en que esté su centro de masa con respecto a la línea de choque y puede suceder en el mismo sentido de movimiento de la banda o contrario. Cuando es contrario al movimiento de la banda, el efecto negativo sobre ésta es mayor. Para estudiar el desplazamiento de las partículas de mineral laterítico al caer sobre la banda en movimiento con velocidad “v”, tamaño de las partículas “a” y alturas de caída conocidos “Hc”, se realizaron observaciones en cuatro transportadores de la ECECG (TR-2, TR-4B, TR5A y TR-15). Los resultados se muestran en la tabla 2.6 anexo II.18. El modelo mínimo cuadrado que se obtuvo para estos datos es el siguiente: Ecuación: D  -1076,94  0,18837  Hc  0,664  a  672,0297  v [2.79] Coeficiente de correlación, r =0,89 Para una prueba F de Fisher con nivel de confianza 0,95: Valor de Fc para el ajuste: 106,4059. Valor de Ft por la tabla: 2,4874 El ajuste es estadísticamente significativo ya que Fc>Ft. Coeficientes de correlación parcial: Para la variable Hc: 0,8376; para la variable a: 0,5113; para la variable v: 0,735 Prueba para los coeficientes del modelo. Valor teórico (t de Student), t= 1,664. Valor de t para el coeficiente de Hc: 13,7146. Es estadísticamente significativo Valor de t para el coeficiente de a: 5,322. Es estadísticamente significativo. Valor de t para el coeficiente de v: 9,695. Es estadísticamente significativo El comportamiento que expresa este modelo puede ser interpretado analizando la figura 2.15 anexo II.19, sin embargo, esa ecuación sólo tiene correspondencia física para los valores de Hc[500; 3000]; a[30; 700] y v[1,87; 2,45]. Para otros valores de esta variable deberían realizarse nuevas mediciones. 58 �Los experimentos y el análisis estadístico del epígrafe (2.6) se realizaron con la ayuda de un diseño factorial y del software “TIERRA” (Legrá, 2005), respectivamente. 2.7 Conclusiones  Se han establecido, la fundamentación, el algoritmo y la extensión de un nuevo enfoque del método de cálculo para transportadores de banda. Sus principales características deben servir de base para la optimización energética que se explica en el Capítulo III.  Se establece el perfeccionamiento del cálculo de la resistencia al movimiento en los tramos curvos del perfil y del cálculo de la tensión que se origina en los tramos curvos cóncavos hacia abajo mediante los splines cúbicos naturales.  Se sistematiza el conocimiento sobre:  La determinación de los parámetros en el tramo curvo del transportador de banda según el plano horizontal  La modelación del accionamiento electromecánico de los transportadores de banda lo cual incluye una nueva expresión para calcular el rendimiento del motor del accionamiento en función de la productividad del transportador, velocidad del motor, de la energía eléctrica consumida; para una traza y perfil establecido en el terreno donde se instala el transportador.  Se presenta un nuevo modelo del área de la sección de la carga que permite establecer un enfoque preciso para el cálculo del ancho de la banda.  Los parámetros del material laterítico relacionados con los transportadores de banda tienen los siguientes valores:  El tamaño de los pedazos, para una humedad H entre 34 y 38 % como Te=87,5 mm que puede llegar hasta un valor máximo de 100 mm.  Para H entre 34 y 38 %, la MVM está entre 1,1948 y 1,2792 t/m3.  Del material que tiene H entre 34 y 38 %, alrededor del 80 % tiene granulometría entre 0 y 50 mm. La media de esta granulometría, ponderada por los porcentajes de presencia de cada clase, es a=15,72 mm. Sustituyendo este valor y H=36 en la ecuación [2.71] se obtiene se obtiene  m = 36,538. De manera semejante, de la fórmula [2.72],  t = 35,8. Se puede asumir que las pilas tienen sección triangular. 59 � En el material laterítico, deberá tomarse el ángulo de inclinación máximo del transportador como  ≤ 18,1757o para lograr que coeficiente de deslizamiento  ≥1.  Mediante la ecuación [2.79] puede evaluarse el desplazamiento que tendrá una partícula de tamaño a[30; 700] que cae de una altura h[500; 3000] sobre una banda que se desplaza a velocidad v[1,87; 2,45]. 60 �CAPÍTULO III. OPTIMIZACIÓN DEL DISEÑO ENERGÉTICO DEL TRANSPORTADOR DE BANDA 3.1 Introducción El diseño (junto a la implementación y explotación) constituye una de las actividades principales de la Ingeniería Mecánica cuando su objeto de trabajo es una Tecnología. Todo proceso de Diseño Tecnológico constituye de manera explícita o implícita una tarea de encontrar los parámetros bajo los cuales se minimiza el costo de producción, o se obtienen equipos de máximo rendimiento, etc, es decir, resolver un problema de optimización. Un problema de optimización se define a partir de una función objetivo que se modela mediante una función matemática que involucra a las variables que interactúan, sujeta a restricciones que expresan las condiciones bajo las que transcurre el fenómeno que se estudia. La Optimización de esta Función Objetivo sujeta a restricciones consiste en encontrar un conjunto de soluciones factibles (o sea, soluciones que cumplen con las restricciones) y entre estas soluciones factibles se selecciona una (o más de una) que maximicen o minimicen la función objetivo o que, al menos, estén por encima de cierta cota predefinida para la función objetivo. Esto quiere decir que cuando fijamos cierta cota de racionalidad y encontramos soluciones racionales, también estamos optimizando. La optimización energética es uno de los enfoques más importantes en el Diseño Tecnológico ya que es sinónimo de la eficiencia energética, cuestión de primer orden en la actualidad. En la presente investigación no se pretende establecer un enfoque general de esta optimización, sino que se prefiere optimizar el diseño en cada una de sus etapas. Los objetivos del siguiente capítulo son establecer, bajo criterios energéticos: 1. Un procedimiento de diseño del recorrido óptimo de un transportador a partir del modelo digital del terreno. 2. Un procedimiento para optimizar el diseño de las longitudes de los rodillos y su geometría de un transportador. 3. Un procedimiento para el diseño posicional óptimo del accionamiento del transportador. 3.2 Diseño de transportadores de banda como un problema de optimización Haciendo referencia al epígrafe 2.2.2, se pueden identificar en el algoritmo propuesto que el punto 3 constituye el paso donde se determina el recorrido (traza y perfil) del transportador. La práctica demuestra que la decisión de la longitud de los tramos, así como los puntos topográficos donde se asientan dependen primeramente de la topografía del terreno y de las restricciones impuestas por las características del mineral; esta práctica también demuestra 61 �que rara vez se define este recorrido proyectando que el consumo energético sea mínimo. En la presente investigación, ésta constituye la primera fase de la optimización que puede enunciarse como sigue: Fase 1: Para una topografía dada, encontrar un recorrido y la definición de los tramos de un transportador tal que se minimice el valor de Z WT ; [3.1] d donde, WT es la resistencia total y d es la longitud total del recorrido. En una segunda fase y teniendo en cuenta el paso 4 del algoritmo del epígrafe 2.2.2, se pretende definir el perfil detallado del transportador. Fase 2: Para el conjunto de puntos inicial y final de cada tramo del transportador, encontrar el conjunto de puntos de apoyo intermedio de cada rodillo de manera que sea mínima la resistencia total al movimiento de la banda y carga sobre los rodillos, así como el valor de la tensión en tramos curvos. En una nueva fase de optimización podemos analizar, según plantea el paso 5 del algoritmo del epígrafe 2.2.2, cuál es el conjunto de rodillos y su respectiva geometría que garantizan el mejor desempeño del transportador. Fase 3: Obtener el número de rodillos y los ángulos que se forman entre ellos cuando se define la geometría de la artesa, de manera que se alcance un diseño que, manteniendo la productividad y la velocidad pedidas, minimice el valor del ancho de banda calculado. Finalmente se enuncia la fase 4 de la optimización que pretende estudiar la mejor colocación de los motores de accionamiento del transportador que constituye el paso 8 del algoritmo del epígrafe 2.2.2. Fase 4: Encontrar las posiciones de mt motores en los puntos del recorrido del transportador de manera que se minimice el valor de la tensión máxima de la banda. El enfoque de la presente investigación se basa en que: 1. Un diseño que optimice cada una de estas fases, optimiza globalmente todo el diseño. 2. Las cuatro fases, de ser necesario, pueden integrarse en un lazo que permita refinar las soluciones en cada iteración. 62 �3.3 Elección del método de optimización Entre los variados métodos que se han creado para resolver problemas de optimización, se ha seleccionado como método básico el siguiente: 1. Discretizar los valores de las variables. Con este procedimiento el problema queda escrito como un Problema de Optimización Combinatoria. 2. Aplicar el Método Exhaustivo que consiste en evaluar las restricciones para cada una de las combinaciones de los valores discretos de las variables. Cuando cierta combinación de valores de las variables satisface las restricciones, entonces, se dice que se obtuvo una solución factible. 3. Evaluar la función objetivo para todas las soluciones factibles y seleccionar las mejores soluciones según sea adecuado (combinaciones que generen el menor o los menores valores; o que generen el mayor o los mayores valores). La ventaja de este método es que no se presentan complicaciones relacionadas con la continuidad, aleatoriedad, derivabilidad, etc. de las funciones objetivos y las restricciones. Las desventajas del método están relacionadas con la correcta selección de la discretización de manera que se contemple el análisis del mayor número de casos y se logre obtener la solución en un tiempo razonable para lo cual es imprescindible el uso de medios de cómputo automatizados. 3.4 Modelo Digital del Terreno 3.4.1 Introducción al Modelo Digital del Terreno El Modelo Digital del Terreno (MDT) es la formación de modelos matemáticos que contemplen una superficie continua (definida de forma funcional) o discreta (definida mediante una tabla de puntos), y que se aproxime de la mejor forma a la superficie real del terreno que se pretenda representar. Los MDT más usados son una representación numérica de las características topográficas del terreno, dadas por las coordenadas tridimensionales de un conjunto de puntos que lo definen (Zubrinic y Reuter, 2004; Priego et al., 2002; Gago, 2006). Los datos de partida son una nube de puntos con coordenadas tridimensionales (x, y, z), con distribución irregular, que serán procesados mediante algoritmos de cálculo que generan el MDT. El algoritmo que se utiliza usualmente crea una superficie matemática discreta formada por superficies elementales planas de base triangular, que se definen a partir de los datos de coordenadas tridimensionales. 63 �Los algoritmos que se utilizan para la formación de la malla de triángulos del plano, se basan fundamentalmente en la Triangulización de Delaunay que permite obtener un conjunto de triángulos adecuados. 3.4.2 Modelo Digital del Terreno basado en el método de Delaunay Dado un conjunto de n puntos del plano (Xi, Yi); una triangulización es una familia maximal de triángulos, cuyos interiores son disjuntos y cuyos vértices son puntos del conjunto y en su interior no hay ningún punto del conjunto. Puede obtenerse una triangulización añadiendo, mientras sea posible, segmentos rectilíneos que unan puntos de la nube que no atraviesen a los segmentos considerados anteriormente. Según el Criterio de Delaunay: en cada triángulo, el círculo que pasa a través de los tres vértices no encierra ningún otro punto de entrada. Luego, el proceso ajusta una superficie plana a cada triángulo, de manera tal que la totalidad de la superficie está modelada como una colección de facetas triangulares planas (www.geovectra.cl). El siguiente problema de interpolación es el núcleo de la obtención del MDT: Dada una nube de puntos (Xi, Yi) de los que se conoce su altitud o cota Zi (respecto al plano XY), deducir la altura Ze de un nuevo punto (Xe, Ye) sin necesidad de efectuar nuevas mediciones Este problema se resuelve encontrando una triangulización formada por los m triángulo Tj cuyos vértices son puntos (Xi, Yi); para cada triángulo Aj se define un plano Pj que pasa por tres puntos (Xi, Yi, Zi) correspondientes a cada uno de los tres vértices de cada triángulo. Cada uno de estos planos Pj tiene una ecuación de la forma Z = aj + bjX + cjY; [3.2]. Si el punto (Xe, Ye) está dentro de un triángulo Aj, entonces Ze = aj + bjXe + cjYe ; [3.3]. Esta es la técnica llamada de Interpolación Lineal con Triangulización. Esta técnica será más efectiva en la medida en que los triángulos sean lo más equiláteros posible. Entonces, lo que se pretende es que, entre todas las triangulizaciones definidas sobre una nube de puntos, encontrar aquella que el menor ángulo definido entre los lados de los triángulos, sea máximo. La triangulización óptima, es la que maximice el ángulo mínimo (Priego et al., 2002 y Weatherill et al., 2002). Se implementó para obtener el MDT la ventana que se muestra en la figura 3.1 Anexo III.1 El levantamiento topográfico consistió en un conjunto de puntos que se ilustran en las figuras 3.1 y 3.2: 64 �Figura 3.1 Levantamiento Topográfico. Vista de Planta Figura 3.2 Levantamiento Topográfico. Vista tridimensional La Triangulización de Delaunay se ilustra en la figura 3.3. 65 �Figura 3.3 Triangulización de Delaunay. El MDT es un conjunto de 40x40 puntos que se ilustra en la figura 3.4. Figura 3.4 MDT obtenido mediante interpolación lineal con triangulización. 3.4.3 Optimización del recorrido del transportador El problema de optimización descrito en la Fase 1 del epígrafe 3.2 se resuelve mediante los siguientes pasos: 1. Establecer: a. Propiedades del material a transportar. b. Una definición preliminar de las características de la artesa que puede basarse en un rodillo que defina la productividad y la velocidad deseadas. c. Modelo Topográfico del Terreno. d. Puntos Inicial y Final del transportador. e. Longitud Máxima Permisible de cada tramo. f. Ángulo Vertical Máximo. g. Ángulo Horizontal Máximo. 2. Dado el punto actual (en el primer paso se trata del punto inicial), buscar cada punto del MDT que cumpla que el segmento de recta espacial que lo une con el punto actual cumple que tiene una longitud no mayor que la máxima permitida, el ángulo con respecto al plano horizontal no es mayor que el ángulo vertical máximo y el ángulo que forma la proyección en planta de este segmento con respecto a la proyección del segmento anterior, no sea mayor que el ángulo horizontal máximo. Para los puntos que cumplan estas condiciones se obtiene el valor de Z 66 WT donde, WT es la resistencia total y d es d �la longitud total del recorrido. Si ningún punto cumple estas condiciones, el algoritmo finaliza. 3. Se selecciona como próximo punto aquel donde se minimice Z a menos que la distancia desde el punto actual hasta el punto final sea menor que la distancia máxima del tramo y en este caso el proceso finaliza tomando como último punto el punto final del tramo; en otro caso sigue el paso 4. 4. Se repite desde el paso 2 tomando como punto actual, al punto seleccionado en el paso 3. Cuando este algoritmo finaliza para sucesiones de puntos que no lleguen al punto final del transportador, deben estudiarse las condiciones de diseño para buscar variantes que logren llegar al punto final del transportador. Como ilustración, en la figura 3.5 se muestra la ventana de diálogo para obtener el recorrido del transportador bajo las condiciones que se muestran en la figura 2.3 anexo II.1 y en la figura 3.6 se muestra una vista en 3D de ese diseño. Figura 3.5 Diálogo para generar la sucesión de puntos del recorrido de un transportador 67 �Figura 3.6 Vista tridimensional del recorrido diseñado 3.4.4 Optimización del perfil de cada tramo Se basa en lo planteado en el epígrafe 2.3.1: b El spline f(x)=S(x) minimiza el funcional J ( f )   2 f '' ( x) dx en el espacio de Sobolev a f  x  2 H ([a; b]) donde, J(f) es una aproximación de curvatura la K= 1  f x   3 2 2 . Esto tiene un valor práctico importante ya que si se mantienen las premisas de que la curva que pasa por los n puntos que definen al spline, sea continua y además, sean continuas sus dos primeras derivadas cuando aumenta la curvatura, entonces se producen dos fenómenos: a. La longitud de S(x) será mayor. Esto es esencial ya que según plantean las ecuaciones 1.1 y 1.2 el valor de W depende directamente de la longitud (l) de cada tramo. b. Puesto que el cálculo de la tensión según se expone en la fórmula [2.11]:   K1 Si 1  Si  K Sicurvo  Wi , i 1  curvo Si 1 depende del valor de K Sicurvo que para los tres casos explicados en el epígrafe 2.3.2 dependen de los ángulos  i 1 y  i que forman los segmentos con respecto a la horizontal. Para el caso de cambio concavo, a medida que aumenta la diferencia entre los ángulos (propio de un arco con gran curvatura), el valor de K Sicurvo aumenta y por tanto el de S i . Para el caso de cambio convexo los valores de K Sicurvo y de K Sicurvo 1 disminuyen cuando aumentan los valores de los ángulos, aunque no de la misma forma. El valor de K Sicurvo 1 es prácticamente igual a uno siempre que ambos valores de los ángulos sean no mayores de 60o; cuando ambos valores se acercan al mismo tiempo a 90o 68 �entonces este coeficiente decrece bruscamente haciendo que S i 1 crezca muy rápido. Por otra parte, el valor de K Sicurvo tiene un comportamiento semejante, pero su decrecimiento se acelera cerca de los 45o. En general puede afirmarse que si ambos ángulos son pequeños, entonces ambos coeficientes son prácticamente iguales a uno lo cual quiere decir que para una curva S(x) de poca curvatura el valor de la tensión S al final del tramo dependerá casi linealmente del valor de S en el tramo anterior y del valor de W en el tramo que se analiza. Entonces es posible definir un transportador con valor mínimo de rozamiento y un valor mínimo de tensión, si su perfil está dado por un spline cúbico natural que tiene curvatura global mínima. La optimización consiste en obtener el spline cúbico natural que pasa por los puntos que definieron los tramos del transportador y luego evaluar este modelo geométrico para puntos intermedios sobre los cuales se colocarán las baterías de rodillos de la artesa. Si se conoce la longitud del transportador, el número de baterías de rodillos define la distancia entre ellos. La optimización, en este caso, se basa en determinar cuántas baterías de rodillos deben colocarse y la cota de cada una de ellas, para minimizar la resistencia total del transportador y su tensión. Nótese que al aumentar la cantidad de rodillos mejora el diseño de la curvatura óptima, pero aumenta el peso de los rodillos por lo cual debe buscarse una variante entre estos dos factores. El diseño del transportador sobre la sucesión de puntos definida en el paso 3.4.3 se puede observar en la parte inferior de la figura 2.3 Anexo II.1. El diseño del transportador mediante 60 puntos obtenidos por el spline cúbico natural se ilustra en la figura 3.7. Figura 3.7 Diseño del perfil de un transportador usando spline cúbico natural 3.5 Optimización teniendo en cuenta el diseño de la artesa El diseño del perfil de cada artesa se basa en conocer las dimensiones de cada rodillo, el ángulo que forman entre ellos y las longitudes de los márgenes de seguridad del material (Ms) y de los rodillos (Rs). En la presente investigación se plantea la obtención del número de rodillos y los ángulos que forman entre ellos cuando se define la geometría de la artesa, de 69 �manera que se obtenga un diseño que, manteniendo la productividad y la velocidad pedidas, minimice el valor del ancho de banda calculado. Puesto que estas longitudes y ángulos son magnitudes continuas, entonces debe procederse a una discretización de cada una de las variables que modelan dichas magnitudes y para ello, para cada variable X, se define su valor inicial X1, su valor final X2 y el paso de cambio de un valor a otro δx. El diálogo programado para realizar esta optimización se muestra en la figura 3.8. Nótese que en ese caso sólo se evaluarán las combinaciones de hasta 3 rodillos. Figura 3.8 Datos para buscar la combinación de rodillos para conformar una artesa óptima Como resultado se obtiene una lista de soluciones factibles, por ejemplo: Valor de Velocidad Real: 3,145 . Número de rodillos: 3 . Longitud del rodillo central: 123 mm. Longitud del otro rodillo: 225 mm. Ángulo que forma el rodillo central con los otros: 44o. Ancho de la banda Be=0,613 m. Y se informa el mejor resultado, es decir, aquella configuración que garantiza la productividad pedida para una velocidad admisible no diferente un 5 % de la velocidad sugerida y que tenga el ancho de banda lo menor posible. 70 �Una variante de este método es seleccionar la configuración que minimice el valor de WT. 3.6 Optimización del diseño posicional del accionamiento del transportador El accionamiento del transportador se resuelve mediante la ubicación de sistemas constituidos por motores, acoplamientos y transmisiones. La transmisión está formada por un equipamiento reductor y un tambor motor que mueve la banda. Todo transportador debe tener al menos un sistema de accionamiento que generalmente se sitúa en uno de los extremos del mismo, cerca de los puntos de carga y/o descarga. En el epígrafe 1.3 se plantea que una tendencia actual en el diseño de transportadores ha sido fraccionar y distribuir el accionamiento a través de todo el recorrido para lograr una disminución de la tensión máxima de la banda, pero que no se plantea aún el procedimiento para definir los puntos más adecuados para instalar cada accionamiento en el perfil. Con este fin se propone que se calcule la tensión máxima Smax para todo el transportador para las variantes de situar: 1. Un sistema de accionamiento en cualquiera de los n puntos que definen el recorrido del transportador. 2. Dos sistemas de accionamiento en cualquier combinación de dos de los n puntos que definen el recorrido del transportador. … K. Un total de k (k≤n) sistemas de accionamiento en cualquier combinación de k puntos de los n puntos que definen el recorrido del transportador. Es evidente que la mejor opción será aquella donde el valor de Smax sea menor. Para esta investigación se ha implementado la búsqueda de la mejor ubicación de los sistemas de accionamiento para K=3 según los datos del transportador CO2CO3 de la ECRRL. Los resultados se muestran tal como se ilustra a continuación: Resultados de posición de Motores Valor de Smax para 1 motor Smax: 4898,44535 Para el tramo 22. En el punto 1 Valor de Smax para 2 motores Smax: 4191,36967 Motor 1 en el tramo 20. En el punto 1 Motor 2 en el tramo 22. En el punto 2 Valor de Smax para 3 motores Smax: 4074,57102 71 �Motor 1 en el tramo 19. En el punto 1 Motor 2 en el tramo 20. En el punto 1 Motor 3 en el tramo 22. En el punto 1 La importancia de lograr minimizar el valor de Smax está dada porque cuando este valor es menor, para una banda dada se puede alargar la distancia de transportación; también, para cierta distancia de transportación se puede escoger una banda de menor calidad lo cual abarata los costos. En las figuras 3.2 y 3.3 de los anexo III.2 y III.3 se muestran el perfil y la variación de la tensión en el transportador CO2CO3 para uno, dos y tres accionamientos. Por supuesto, la definición del número de accionamientos y sus características deberán ser evaluadas mediante un cálculo económico. 3.7 Análisis económico dinámico de la optimización a través del VAN, TIR y Período de Recuperación Las herramientas del análisis económico permiten determinar, financieramente, cuáles son las mejores variantes de un proyecto tecnológico. Dentro de estas herramientas las más útiles son las denominadas dinámicas (varían en el tiempo) que permiten estudiar el comportamiento del saldo (diferencia entre gastos e ingresos) en diferentes momentos del desarrollo del proyecto tecnológico. Dentro de estas herramientas las más conocidas son el Valor Actual Neto (VAN), la Tasa Interna de Retorno (TIR) y el Período de Recuperación (PR). El VAN es un procedimiento que permite calcular el valor presente de un determinado número de flujos de caja futuros. El método, además, descuenta una determinada tasa o tipo de interés igual para todo el período considerado. Se define de la siguiente forma: i: m VAN   i 0 Sai ; Qi [3.4] Año m: Total de años k: Interés (%) Donde, Sai  Cobrosi  Pagosi  Ci  Pi ; [3.5] Qi  1  Kccap  i El valor de Ci está determinado por los ingresos (cobros) que realiza el inversionista durante la explotación del proyecto. En el caso de un transportador se tiene como fuente de ingreso el valor total de la transportación en cada año (VTA). Este valor se calcula: VTA  VTM  Q  t  L ; [3.6] 72 �Donde, Q es el valor de la productividad, t son las horas trabajadas en el año, L es la longitud de transportación y VTM es el valor de transportar una tonelada por unidad de longitud. El valor de Pi debe ser estudiado primero de manera particular cuando i=0, es decir, en la etapa de montaje. En esta etapa se tienen en cuenta los siguientes gastos:  Infraestructura: Cimientos, Estructuras y Montaje  Artesa: Costo de la estructura y Costo de los rodillos  Accionamiento: Costo de los Motores, Costo de los reductores y acoplamientos, Costo de tambores motor, Costo de dispositivos de regulación y control, Costo de frenos, etc.  Banda: Costo de la Banda y Costo de Empalme de la Banda  Puntos de Limpieza  Puntos de Carga  Puntos de Descarga  Puntos de Tensión  Instalación de Artesa, Banda y Puntos Para i >0, el valor de Pi contempla los siguientes rubros:  Valor de la energía que se consume en un año  Gastos de Mantenimiento  Gastos de salarios y otros. El TIR o Tasa Interna de Retorno es el valor de Kccap que logra que el VAN se anule cuando m i=m. Para obtenerlo debe resolverse para Kccap la ecuación Si  1  K  i 0 i 0 [3.7] ccap El valor de i representa al tiempo y en el momento en que el VAN pase a ser un valor positivo se dice que n toma el valor llamado Período de Recuperación (PR). Este valor se puede calcular como un valor intermedio entre dos años. Para cada proyecto propuesto de transportador se puede calcular el VAN como punto de referencia para evaluar su factibilidad. Aquellos proyectos factibles de mayor VAN, serán considerados los de mayor nivel de aceptación. Durante el desarrollo de la presente investigación se implementaron los cálculos del VAN, TIR y PR mediante la ventana que se muestra en la figura 3.9. 73 �Figura 3.9 Ventana para el cálculo de VAN, TIR y PR para el transportador actual CO2CO3 3.8 Caso de estudio El caso que se analiza a continuación es el transportador CO2CO3 de la Empresa Comandante René Ramos Latour (ECRRL) de Nicaro, Provincia Holguín. Este transportador forma parte de una secuencia de cinco grandes transportadores, a saber: CO1 (traza recta), CO2CO3 (traza recta), CO4 (traza curva), CO5 (traza recta) y CO7 (traza recta) de los cuales el CO2CO3 es el más largo del los que tienen trazas rectas. 3.8.1 Caracterización de la topografía La topografía del terreno donde se diseña el transportador CO2CO3 se caracteriza por ser regular y descendente en la dirección Suroeste-Nordeste que es la que sigue la traza del transportador (ver figura 3.4 anexo III.4). 74 �Con el fin de simplificar los cálculos del transportador se tomó un sistema de coordenadas auxiliar (X; Y; Z) que con referencia al sistema de coordenadas nacional (Este; Norte; Cota) que usualmente se usa para los modelos digitales del terreno, tiene las siguientes relaciones: X  Este  sen660  Norte  cos660  477957,49 [3.8] X  Este  cos660  Norte  sen660  441723,86 [3.9] Z  Cota  516,553 [3.10] De este modo los valores de X son todos igual a 0 m, los valores de Y van desde 0 hasta 4 600 m y los valores de Z van desde 6,5 hasta 110 m. Uno de los requerimientos particulares de este transportador es que tuviera su traza recta, cuestión que es posible cumplir en la topografía del terreno que cubre. Sin embargo el perfil, a pesar de que es descendente, se determinó a partir de numerosos trabajos de reacondicionamiento del terreno (rebajes y rellenos). En la presente investigación se analizará la posibilidad de mejorar el perfil del transportador, pero sin variar el diseño actual de los puntos principales que definen cada tramo. 3.8.2 Funciones del transportador y parámetros tecnológicos básicos El transportador CO2CO3 tiene como función principal: recibir mineral laterítico en el punto de descarga del transportador CO1 y transportarlo hasta el transportador CO4 al cual lo descarga. Los parámetros de entrada del diseño se dan en la tabla 3.1 Anexo III.5 y el diseño realizado por la empresa alemana FAM arrojan los siguientes parámetros expuesto en la Tabla 3.2 Anexo III.6. La secuencia de los puntos principales para los tramos vacíos se da en la tabla 3.4 Anexo III.10. 3.8.3 Resistencias, tensiones y potencia en el diseño actual El cálculo de las resistencias (en N) en cada tramo mediante los métodos clásicos y mejorados según la propuesta de la presente investigación arrojó los resultados expuestos en la tabla 3.5 del anexo III.11. Nótese que al calcular el valor de W usando splines, la diferencia es pequeña en cada tramo (el error relativo porcentual no supera el 1 %). Sin embargo, si se observan los valores de Se, Wo y P en los puntos donde se situaron los accionamientos se tienen notables diferencias, cuyo valor más notable es la que existe entre los valores de P en el motor del tramo 21 donde el error relativo porcentual llega a ser de un 11.5 %: Tabla 3.1 Tabla comparativa del cálculo de la tensión de entrada Se (N), el esfuerzo de tracción Wo (N) y la potencia P (kW) por los métodos clásicos y el propuesto. 75 �Tramo Método Clásico Método Propuesto Se Wo P Se Wo 21 79560,12 58884,20 67,72 40 113838,15 84254,13 P 84235,46 62359,31 76,52 96,89 110447,35 81763,90 100.33 El mayor problema está relacionado con el hecho de que para lograr que este transportador tenga una velocidad v=2,85 m/s y una productividad de 800 t/h para un material de masa volumétrica   1.4 t/m3 y coeficiente de deslizamiento  =0.96 sería necesario según [2.23] que el área A  800 Q = =0,0580154089 m2. Esta área de la 3600  v    3600  2,85  1,4  0,96 sección ocupada por el mineral sólo podría obtenerse si el margen de seguridad general definido en el epígrafe 2.4, tuviera un valor de 0,3 m y el lado útil de los rodillos laterales sólo sería de 0,07 m. Esto significa que se ha diseñado una artesa y una banda con sobredimensionamiento (Figura 3.5 anexo III.7). La validación de la función objetivo se realizó en el transportador CO2CO3 con las condiciones actuales del transportador. Se realizó una comparación entre la potencia calculada por la función objetivo y las mediciones para las mismas condiciones Tabla 3.3 anexo III.8 . Los experimentos se realizaron con los instrumentos y equipos cuyas características se dan en la figura 3.6 anexo III.9. 3.8.4 Propuesta de nuevo diseño tecnológico del transportador La propuesta de mejora del diseño del transportador caso de estudio se basa en tres pasos: Mejora del perfil del transportador Consiste en obtener un perfil definido a partir del spline que generan los puntos de la tabla 3.4 anexo III.10. El valor de la resistencia total antes de esta mejora es WT=139383,77 N. Para definir el nuevo perfil se tomaron 460 puntos (de manera que cada pareja de puntos está a una distancia de 10 m). Ahora, el valor de la resistencia total al movimiento es WT= 139165,21 N con lo cual se concluye que en este caso la mejora del perfil no contribuye significativamente a la optimización del valor de WT. Diseño de la artesa Para mejorar el diseño de la artesa se realizaron tres corridas, respectivamente para 1, 2 o 3 rodillos. Se variaron la longitud de Lr y L1 entre 100 y 400 mm tomando como un paso de 25 mm; el ángulo A1 se varió entre 5o y 45o con un paso de 5o; los valores de los márgenes de seguridad fueron de 0,25 m (rodillo superior) y de 0,07 m (del material). Sólo se admitieron 76 �las soluciones donde Q=800 t/h y la velocidad se diferenciara hasta en un 5 % de la velocidad pedida v=2,85 m/s. Los resultados obtenidos se dan en la tabla 3.6 del anexoIII.12. De estas soluciones puede tomarse como la más adecuada aquella que minimice el valor de WT (R=3; Lr=224 mm; L1=124 mm; A1=29o; vr=2,98 m/s; Bc=0,6120 m; WT=79904,80 N) o aquella donde la velocidad esté más cercana a la velocidad deseada (R=2; L1=249 mm; A1=39o; vr=2,836 m/s; Bc=0,638 m; WT=81299,84 N). En la presente investigación se asumirá la segunda configuración para el próximo paso. Ubicación de los tambores motores En este punto fueron analizadas las posibilidades de ubicar 1, 2 ó 3 tambores motores y en cada caso se calculó el valor de tensión máxima Smax. Para un tambor motor se obtuvo que el mejor emplazamiento es en el punto 2 del tramo 36 (P=340,82 kW) donde Smax=1199,72 N. Si se proponen dos tambores motores se obtiene que las mejores ubicaciones son: el primer tambor en el punto 3 del tramo 15 (P=171,22 kW); el segundo tambor en el punto 2 del tramo 38 (P=172,31 kW) y en este caso el valor de Smax es 60303,61 N. Para tres motores se probaron las combinaciones de los mismos en los puntos iniciales de cada tramo obteniéndose los resultados de la tabla 3.7 Anexo III.13. También se probaron las combinaciones de tres motores en los puntos finales de cada tramo obteniéndose los resultados de la tabla 3.8 Anexo III.14. Se analizaron todas las opciones que se obtienen colocando el primer tambor motriz en uno de los puntos del tramo 5 ó del tramo 6, tabla 3.2. En el primer caso los valores de P son respectivamente 114,99 kW; 112,74 kW; y 111,97 kW para un total de 339,71 kW. En el segundo caso los valores de P son respectivamente 110,26; 116,77 kW y 112,84 kW para un total de 339,87 kW. Para propósitos de diseño ambas variantes son aceptables. Tabla 3.2 Valores de Smax al ubicar óptimamente tres tambores motrices: El primer tambor se ubica en los tramos 5 y 6. Tramo M1 Punto M1 Tramo M2 Punto M2 Tramo M3 Punto M3 5 3 21 1 38 7 6 2 21 3 38 2 77 Smax 40478,84 41105,43 �Figura 3.10 Ventana para el cálculo de VAN, TIR y PR para el transportador propuesto En todas las propuestas se tienen valores totales de P de alrededor de 340 kW que es un 12 % de ahorro energético con respecto al diseño original. Al realizar el análisis económico dinámico para la mejor variante con dos motores se lograron los resultados de la figura 3.10. Si se comparan los resultados de la figura 3.9 y 3.10 puede verificarse que la variante propuesta tiene un período de recuperación de la inversión menor en 1 año y 230 días. Los resultados técnicos económicos al aplicar la metodología establecida en esta investigación en siete transportadores de banda instalados en la ECECG y ECRRL y compararlos con el proyecto original se observa un gran nivel de subutilización (ver tabla 3.9 anexo III.15), tanto de la capacidad de carga como de la potencia instalada. Como desenlace de la tabla anterior se tiene que: 78 �A. La diferencia del tamaño de la inversión (pagos Pi) del proyecto inicial con respecto al obtenido por la aplicación de esta metodología es equivalente a un ahorro de 1 325 494,02 CUC. B. El ahorro por concepto de energía es de 376 062,8172 CUC/año. 3.9 Conclusiones Basado en el hecho de que optimizar una Función Objetivo sujeta a restricciones es encontrar, respecto a dichas restricciones, un conjunto de soluciones factibles y entre estas últimas se selecciona una o varias que maximicen o minimicen la función objetivo o que, al menos, estén por encima de cierta cota predefinida para la función objetivo, se ha seleccionado como Método de Optimización el que sigue los pasos: Discretizar - Evaluación Exhaustiva en las Restricciones – Evaluar Soluciones Factibles en Función Objetivo. Este enfoque ha permitido establecer: 1. Un procedimiento de diseño del recorrido óptimo de un transportador a partir del modelo digital del terreno. 2. Un procedimiento para optimizar el diseño de las longitudes de los rodillos y la geometría de la artesa de un transportador. 3. Un procedimiento para el diseño posicional óptimo del accionamiento del transportador. Se ha rediseñado el transportador CO2CO3 de la ECRRL de Nicaro y desde el punto de vista energético se ha logrado prever un 12 % de ahorro. 79 �CONCLUSIONES GENERALES Durante la presente investigación: 1. Se estableció una metodología para el diseño de transportadores de banda para mineral laterítico cubano con un enfoque energético óptimo a partir del perfeccionamiento de los métodos matemáticos utilizados, el establecimiento de relaciones particulares y precisas entre las propiedades del mineral y los parámetros del diseño; así como el consumo energético con las características topográficas de la región, el número de rodillos y la geometría de la artesa y la posición de los accionamientos en los tramos del perfil. 2. Se perfeccionaron los métodos de cálculo del transportador al establecer la fundamentación, los algoritmos y la extensión de un nuevo enfoque del método; a partir de las mejoras en la sistematización de la resistencia al movimiento en los tramos curvos [Ec. 2.11], la obtención de un nuevo modelo del área de la sección de la carga [Ec. 2.43] y la obtención y validación de una función objetivo para calcular el rendimiento del motor [Ec. 2.66], base de su diseño energético óptimo. 3. Se determinan los parámetros del material laterítico relacionados con los transportadores de banda tales como: o El tamaño medio de los pedazos (Te=87,5 mm), para H entre 34 % y 38 % o La MVM está entre 1,1948 y 1,2792 t/m3 para H entre 34 % y 38 % o Del material que tiene H entre 34 % y 38 %, alrededor del 80 % tiene granulometría entre 0 y 50 mm. La media de esta granulometría, ponderada por los porcentajes de presencia de cada clase, es a=15,72 mm. Sustituyendo este valor y H=36 % en la ecuación [2.71] que relaciona  m con a y H, se obtiene  m =36,538o. De manera semejante, de la fórmula [2.72] que relaciona  t con a y H, se obtiene  t =35,8o. Se puede asumir que las pilas tienen sección triangular o Se obtiene  d  0,89 a 0,92  para el mineral laterítico mullido homogeneizado o En el material laterítico, deberá tomarse el ángulo de inclinación máximo del transportador como  ≤18,18o para lograr el coeficiente de deslizamiento  ≥1 o Mediante la ecuación [2.79] puede evaluarse el desplazamiento que tendrá una partícula de tamaño a[30; 700] que cae de una altura h[500; 3000] sobre una banda que se desplaza a velocidad v[1,87; 2,45]. 4. Se verificó que en los transportadores en explotación en la ECECG y ECRRL existen sobreconsumos de energía que alcanzan valores de hasta un 37 % y que el período de 80 �recuperación de la inversión se disminuye hasta un año y 287 días, lo que valida la metodología de cálculo propuesta (ver Figura 3.9, Figura 3.10 y la Tabla 3.19 del anexo III.15). 5. Se selecciona como Método de Optimización el que sigue los pasos: Discretizar – Evaluación Exhaustiva en las Restricciones – Evaluar Soluciones Factibles en Función Objetivo. Este enfoque ha permitido establecer procedimientos para el diseño óptimo de: el recorrido del transportador a partir del modelo digital del terreno, de la artesa y posición del accionamiento del transportador (valor mínimo de la Smax de la banda). De manera que: Estos procedimientos, integrados en una sucesión iterativa de cuatro fases, optimizan el diseño de los transportadores de banda desde un enfoque energético. 81 �RECOMENDACIONES  Precisar los costos de los trabajos relacionados con rellenar, rebajar o construir socavones durante la selección y proyección del recorrido del transportador.  Utilizar las normas de estandarización de la banda atestiguadas por CEMA.  Continuar el desarrollo del software Transbandas.  Utilizar este trabajo como una referencia en la proyección de nuevos proyectos de transportador de banda para el acarreo del mineral laterítico en el CEPRONI del Grupo Empresarial CUBANÍQUEL.  Utilizar los resultados de esta investigación en los proyectos de inversión y en los trabajos de reparación capital de los transportadores de banda para el mineral laterítico como vía de ahorrar energía y lograr racionalidad económica. 82 �REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS 1. ABRAHAMSEN F. 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Tutor Trabajos de diploma 171. PÉREZ PÉREZ Y. Actualización del cálculo de los parámetros tecnológicos de las Máquinas de Transporte Continuo. Trabajo de Diploma. Tutor M Sc Roberto Johan Sierra Pérez. ISMMM. 2009. 172. SIERRA GONZÁLEZ Y. Verificación y estandarización de los yransportadores de banda del proceso tecnológico de la Empresa Ferroníquel Minera S.A. Trabajo de Diploma. Tutores M Sc Roberto Johan Sierra Pérez, M Sc. Ekaterina Gólubova Anatolievna, Ing. Rafael Caballero de Armas. ISMMM. 2010. 173. CANTILLO ALEXANDER. Análisis de la explotación del sistema de transporte en el Taller 01 en la ECECG. Trabajo de Diploma. Tutor M Sc Roberto Johan Sierra Pérez. CUJAE. 2008. 174. BARALLOBRE PÉREZ EVIS NERVIS. Identificación de clases prácticas de laboratorio y recuperación de la instalación de transportadores de la nave de beneficio para la asignatura equipos de transporte industrial. Trabajo de Diploma. Tutor: M Sc Roberto J. Sierra Pérez ISMMM. 2008. 175. CARABALLO RAMOS RAUDELKI. Accionamiento eléctrico de transportadores de banda del mineral laterítico. Trabajo de Diploma. Tutores: M Sc Roberto Sierra Pérez, Dr. C Luis Delfín Rojas Purón; Dr.C. Miguel Angel Caraballo Núñez. ISMMM. 2007 176. NÚÑEZ OCHOA YUNIESKI. Explotación de los transportadores de banda para el mineral laterítico en la Empresa Comandante Ernesto Ché Guevara. Trabajo de Diploma. Tutor: M.Sc. Roberto Sierra Pérez. ISMMM: 2007. 177. SÁNCHEZ FONSECA YORGELIS. Determinación de los parámetros tecnológicos actuales de los transportadores de bandas de la mina pinares perteneciente a la �Empresa Réne Ramos Latour. Trabajo de Diploma. Tutores: MSc. Roberto Sierra Pérez, Ing. Miguel Álvarez Domínguez. ISMMM. 2007. 178. MENA PERDOMO SERVIO TULIO. Aplicación de métodos matemáticos para el perfeccionamiento de la metodología de cálculo de los transportadores de banda. Trabajo de Diploma. Tutores M Sc Roberto Sierra Pérez, Dr C Arístides A. Legrá Lovaina. ISMMM. 2006. 179. ORTIZ DURÁN RONELKYS. Determinación de las propiedades físico-mecánicas del mineral laterítico para uso en los transportadores de banda. Trabajo de Diploma. Tutores: M. Sc Roberto Johan Sierra Pérez, Ing. S. Estenoz Mejiaz. ISMMM. 2006. 180. RODRÍGUEZ ANDRO LUIS. Influencia de las propiedades del mineral lateritico en el transportador TR-4 de la Empresa Comandante Ernesto Ché Guevara. Trabajo de Diploma. Tutor: M Sc Roberto Johan Sierra Pérez. ISMMM. 2006. 181. NÁPOLES BARALLOBRE Y. Establecimiento de los parámetros tecnológicos del equipamiento para la construcción de los caminos mineros en la ECECG. Trabajo de Diploma. Tutores; M Sc Roberto Sierra Pérez, Ing. Federico Díaz. ISMMMoaCEPRONIQUEL. 2006. 182. PALACIO REYES RAY. Peculiaridades de trabajo del transporte automotor durante acarreo del mineral laterítico en la mina de EC Pedro Sotto Alba. Trabajo de Diploma. Tutor: M Sc Roberto Sierra Pérez. ISMM Moa. 2005. 183. DE LA CRUZ ROJAS A. M. Influencia de las características del mineral laterítico en los índices de explotación de los camiones articulados Volvo A40D y A35C en la ECECG. Trabajo de Diploma. Tutor M Sc Roberto J. Sierra Pérez. ISMMM. 2004. 184. SALAZAR LEYVA W J: Análisis de la explotación técnica del transporte automotor de Mina Martí en la Empresa Cmdte René Ramos Latour de Nicaro. Trabajo de Diploma. Tutor M Sc Roberto Sierra Pérez. ISMM Moa. 2003. 185. GARCELL REGALADO YOANNIA. Perfeccionamiento científico y metodológico de asignatura equipos de transporte industrial e izaje. Trabajo de Diploma. Tutores Ing. Roberto Sierra Pérez, Lic. Leila Reyes Oliveros. Año 2003. I.S.M.M. 186. GUTIÉRREZ RODRÍGUEZ R. Influencias de las características del mineral laterítico en los índices de explotación de los camiones articulados VOLVO A40D y A35c en la Empresa Comandante Ernesto Che Guevara. Trabajo de Diploma, ISMM. Tutor Sierra Pérez R, J. 2002. �187. LOYOLA FERNÁNDEZ ROBERTO. Estandarización del sistema de transporte por transportadores de banda en el Taller 01 de la ECECG. Trabajo de Diploma. Tutor Ing. Roberto Sierra Pérez. Año 2002. I.S.M.M. 188. MÉNDEZ GALARDI. O. Automatización de metodología de cálculo para los transportadores de banda. Trabajo de Diploma. Tutor Ing. Roberto Sierra Pérez, lic. Manuel Lórez Vidal. Año 2002. I.S.M.M. Tutor de tesis de Maestría. 189. VELÁSQUEZ MATOS ALEXANDER. Diseño de transportadores de banda asistido por ordenador en la Empresa de Ingeniería y Proyectos del Níquel. Tesis en opción a Master en Ciencia. Universidad de Holguín “Oscar Lucero Moya” Centro de Estudios CAD-CAM. Tutores Dr. C. D. R. Hernández Ochoa. M Sc. R. J. Sierra Pérez. 2007. �SIMBOLOGÍA a: granulometría del mineral laterítico; mm ab: aceleración de la banda; m/s2. a I : aceleración normal de la carga más la banda en la curva según el plano horizontal; m/s. AT: área total de la sección transversal de la carga en la banda; m2. A0: área de la sección transversal superior del flujo de carga que depende de las propiedades del material transportado; m2. a1,…an, b1,…bn, c1,…cn, d1,…dn : coeficientes de los n polinomios que forman la función spline S(x) en función de la variable x. aj, bj, cj: coeficientes del modelo lineal durante la aplicación de la técnica llamada interpolación lineal con triangulización. B: ancho de la banda; m. Bs: margen seguridad estándar del borde exterior de la banda (parte de la banda no ocupada por el material); m. b0: ancho máximo del área del material acarreado en la artesa; m. b: ancho de la banda ocupado por material transportado; m. Cos L1 : factor de potencia de la red de suministro eléctrico al estator del motor. Ci: ingresos (cobros) durante la explotación del proyecto en el año i; pesos. D: desplazamiento de las partículas en la zona de carga; m. d H : distancia horizontal del tramo (i, i+1) del perfil; m. dt: duración del período transitorio del accionamiento; s. d: longitud total del recorrido del transportador para un perfil dado; m. e: coeficiente de restitución de la banda. E: módulo de elasticidad de la banda; N/m2. f tm : coeficiente de fricción entre la banda y el tambor. fr: coeficiente de fricción entre la banda y los apoyos de rodillos durante el desplazamiento lateral de la banda en la curva de la traza según el plano horizontal. Gr´, Grl y Grc: pesos de los rodillos de apoyo de la rama vacía, de los laterales y el del centro de la artesa en la rama cargada; N. HU: humedad del mineral laterítico; %. ht: diferencia de altura del tramo curvo del perfil según el plano vertical; m. Hc: altura de caída del mineral sobre la banda en los puntos de alimentación; m. iT : relación de transmisión total del accionamiento. �I: momento de inercia del transportador reducido al árbol del motor; kg.m2. Im: momentos de inercia del motor (rotor); kg.m2. I1, I2,..,In: momentos de inercia de los elementos giratorios del accionamiento y el transportador durante los procesos transitorios; kg.m2. IL: corriente consumida de la red eléctrica por parte del estator; A. K: coeficiente constructivo o de forma de la sección transversal del flujo de material acarreado. ki: coeficiente que toma en consideración la influencia de las masas en rotación. Ke: coeficiente que tiene en cuenta el alargamiento elástico de la banda, como resultado de la cual no toda la masa de la banda se pone en movimiento simultáneamente; disminuyen las fuerzas dinámicas durante el incremento de la velocidad. Kcola: coeficiente que considera el incremento de resistencia al movimiento por fricción en el tambor de cola o retorno. Tradic : coeficiente que tiene en consideración la variación de la tensión en los tramos curvos kCurvo según el plano vertical para la metodología actual. K Sicurvo y K Sicurvo 1 : coeficientes que adecuan la variación de las tensiones en los tramos curvos del perfil del transportador en el plano vertical en los puntos (i) e (i+1). Kcurv: representa la curvatura definida por el spline. K conv i  : coeficiente que tiene en cuenta la resistencia al movimiento en los tramos curvos del perfil para un tramo (i). K TRACC : coeficiente que tiene en cuenta los factores de tracción del accionamiento del transportador. Kccap: costo capital del proyecto que anula el VAN para el año i. Kf : coeficiente que tiene cuenta la forma de la pila del material acarreado por la banda. K fr : coeficiente que considera la resistencia por fricción de los elementos del tambor motor. K B i  : coeficiente que tiene en cuenta la influencia del tipo de banda en los tramos del perfil. K Q i  : coeficiente que tiene en cuenta la influencia de la carga en los tramos del perfil. ln, n-1: longitud del tramo del perfil que se analiza; m. lr: longitud del rodillo central; m. l(nr): longitud de los rodillos laterales de la artesa; donde nr=1, 2 y 3 según el tipo de artesa; m. lrc y l rv : distancia entre rodillos rama cargada y vacía respectivamente; m. Lrc: distancia entre rodillos en el punto de carga; m. n: número de nodos de la función spline. �nconv: número de tramos convexos del perfil. ns: número de áreas de la sección transversal de la artesa; ns=1, 2 hasta 3. nrL : número de rodillos laterales por ambos lados de la artesa. nv y nc : número de tramos vacío y cargado respectivamente del perfil que se analisa. mbc : masa de la carga más la banda; kg. md : masa de la banda y los elementos que se trasladan; kg. mc: masa de la carga; kg. Ms: margen de seguridad específico; m. Mm: momento torsor del motor; N.m. Mtm: momento torsor en el tambor motor; N.m. Mrotor: momento torsor en el árbol del motor; N.m. P1: potencia activa consumida por estator del motor desde la red eléctrica; kW. P2: potencia desarrollada o entregada por el rotor del motor; kW. Pmec : potencia mecánica desarrollada por el momento electromagnético para  m ; kW. Pad , Proz : pérdidas de potencia adicionales y por rozamiento con el aire respectivamente; kW. Ptm: potencia en el tambor motor; kW. pj: porcentaje de partículas de mineral para un rango granulométrico de [rj,rj+1]. Pi: pagos realizados por el inversionista durante el año i; pesos. Q: productividad deseada; t/h. q: carga que se mueve por unidad de longitud; N/m). qrc : peso lineal de los rodillos en la rama cargada; N/m. qrv : peso lineal de los rodillos en la rama vacía; N/m. qc y qb : peso lineal de la carga transportada y la banda respectivamente; N/m. qbT : peso de un m2 de banda seleccionado del catálogo; N/m2. rT: radio del tambor motor del transportador; m. RV: radio del arco del perfil; m. RH: radio de curvatura de traza; m. Rs: margen de seguridad del rodillo final de la artesa; m. Si, Si-1, …..Sn: tensiones de la banda en los puntos que definen los extremos de los tramos del perfil de la banda (i, i-1,….n) respectivamente; N. S i : proyección de la tensión Si según la proyección axial de Si+1 ; N. �S min .trab. : tensión mínima de trabajo considerando los pesos lineales de la carga y de la banda y de la distancia entre rodillos l rc ; N. Smax: tensión máxima de una banda en un perfil para un accionamiento dado; N. S Etm y S Stm : tensiones de entrada y salida al tambor motor; N. SE y SS: tensión de la banda a la entrada y la salida en los tramos curvos del perfil; N. Sc: tensión que se incrementa en la curva horizontal de la traza del transportador; N. S(x): expresión analítica del spline cúbico. S'(x) y S''(x): primera y segunda derivada de la función S(x). SN(i): tensión normal de la banda sobre el rodillo como consecuencia de la acción de la fuerza tensión Si y Si+1 en los tramos convexos; N. Sd: deslizamiento entre las velocidades del estator y el rotor del motor; %. SL: potencia total o aparente; VA ( Volt  Ampere ). Sai: saldo del proyecto correspondiente al año i; pesos. Tmax, Tmin y Te: tamaño máximo, mínimo y medio del mineral laterítico mullido; mm. t: horas de trabajo en el año; horas/año . UL: tensión eléctrica en el estator del motor; volt. v: velocidad de movimiento de la banda; m/s. Vo: velocidad de caída de la partícula desde una altura H; m/s. VTM: valor de transportar una tonelada por unidad de longitud. Wnc, n 1 y Wnv, n 1 : resistencia al movimiento en los tramos rectos cargados y vacíos respectivamente; N. Wa : fuerza de inercia durante el período transitorio de la banda; N. Wcp : resistencia en los tramos curvos del perfil; N. Wconvc y Wconvv : resistencia en los tramos curvos convexo según Zelienskii 1986; N. W0: esfuerzo de tracción; N. Wn: esfuerzo de tracción incluyendo los procesos dinámicos; N. Wm: esfuerzo de tracción requerido por el motor; N. WH y WS; masa inicial (ante del secado) y final de de la muestra; kg. WT: resistencia total del recorrido del transportador por el perfil analizado; m. {x0, x1, ..., xn}: longitud de cada tramo (xi) del perfil del transportador para cada uno de los n + 1 nodos ordenados en forma creciente. Xb: espesor de la banda; m. �(Xi, Yi, Zi): coordenadas en 3D del modelo digital del terreno (topgrafía) donde se instala el transportador. yi: diferencia de altura correspondiente a cada tramo (xi). Z i  Z i 1 : diferencia de altura (cotas) del tramo (i, i+1) del perfil; m. Z: variable que relaciona la resistencia total sobre el recorrido del transportador para un perfil dado; m.  R : ángulo de curvatura del arco del perfil; grados.  tm : ángulo de abrazado de la banda en el tambor motor; radianes. 1 ,  2 y  3 : ángulo de inclinación de los rodillos laterales de la artesa; grados.  n, n1 : ángulo de inclinación del tramo del perfil del transportador que se analiza; grados.   : ángulo límite de deslizamiento del material transportado sobre la banda; grados. X : deformación de la banda durante el impacto del pedazo de mineral; m. Xd  Xf : deformación, aplastamiento de la banda por el impacto de los pedazos de mineral al caer y flexión de la banda cuando los pedazos caen entre dos apoyos de rodillos; m. t : tiempo durante el cual se realiza el choque del mineral con la banda; s. δx: paso de cambio de un valor a otro de una variable durante la discretización.  : masa volumétrica del material transportado; t/m3.  : coeficiente que tiene en cuenta la disminución de la productividad debido al ángulo de inclinación longitudinal del transportador. λ: ángulo de inclinación de la artesa transversal en los tramos curvos del transportador según el plano horizontal; grados. φ: ángulo del talud natural; grados. φ´: ángulo del talud del mineral en la curva de la banda; grados.  m : ángulo maximal del talud; grados.  t : ángulo tangencial del talud; grados. ηT Tr : rendimiento del equipo tomando en cuenta las pérdidas en el bloque motor.  motor : rendimiento del motor de accionamiento.  : ángulo medio entre el ángulo  i y  i 1 que define la dirección de SN(i); grados.  K : margen de seguridad del ángulo de deslizamiento; grados. d : variación de la velocidad angular durante el proceso transitorio del accionamiento; rad/s. � e : velocidad angular del campo del estator; rad/s. ωm: velocidad angular del rotor; rad/s. ω1, ω2, …, ωn: velocidades angulares de los elementos giratorios del accionamiento y el transportador durante los procesos transitorios; rad/s. T : velocidad angular del tambor motor; rad/s.   : coeficiente generalizado de resistencia al movimiento. �ANEXOS CAPÍTULO I Anexo I.1 Figura 1.1 Esquema del flujo tecnológico de la planta de preparación mecánica del mineral laterítico en la Empresa Comandante Ernesto Che Guevara �Anexo I.2 Figura 1.2. Flujo tecnológico del sistema de transportadores instalados por la firma FAM en la mina de Pinares de Mayarí de la Empresa René Ramos Latour de Nicaro �Anexo I.3 Figura 1.3 Flujo tecnológico del sistema de transportadores instalados en la mina de la Empresa Pedro Sotto Alba (Planta de Pulpa) �Anexo I.4 TABLA 1.1 Datos técnicos de diseño de los transportadores de banda de las empresas del Grupo Empresarial CUBANÍQUEL EMPRESA COMANDANTE ERNESTO CHE GUEVARA  Transportador Q B V N H (t/h) (m) (m/s) (t/m3) (kW) 1A-1B 900 1,4 1,94 1,4 30 2 1800 1,6 2,08 1,4 320 3 1800 1,6 2,50 1,4 30 4A-4B 1800 1,6 1,97 1,4 320 5-5A 750 1,4 1,87 1,4 110 6-6A 750 1,4 1,87 1,4 110 7-7A 750 1,6 1,97 1,4 160 8-8A 750 1,4 1,82 1,4 110 9,1…9,7 125 1,0 1,15 1,4 17 10,1…10,3 750 1,4 1,82 1,4 17 11-11A 490 1,4 1,82 1,4 110 12-12A 490 1,4 1,82 1,4 110 13,1…13,4 160 1,0 1,15 1,4 15 14 y15 1700 1,2 2,45 1,4 90 EMPRESA COMANDATE RENÉ RAMOS LATOUR Transportador 114-CO7 114-CO8 114-CO9 114-CO4 AYB ∆h, m (%) (m) 36,5 36,5 36,5 36,5 36,5 36,5 36,5 36,5 36,5 36,5 4,5 4,5 4,5 36,5 30,8 133,5 10 221,5 222,4 222,4 195,5 146 22 15,5 180,1 169,6 13,5 110 0 ∆h, m 0 0 0 Q B V  N H L (t/h) (m) (m/s) (t/m3) (kW) (%) (m) 36 36 36 36 36 36 36 36 92 126 4545 135 4750 760 9 9 15 3,7 110 4,5 -480 15,5 0 0 N H L ∆h, m (%) (m) C01 250 1,4 1,25 1,4 26 C02.1 800 2,0 0,5? 1,4 54 C02/03 800 1,0 2,85 1,4 2x190 C03.1 800 1,0 2,85 1,4 44 C04 800 1,0 2,85 1,4 4x190 C05 800 1,0 2,85 1,4 132 C07.1 800 2,0 3,0 1,4 55 C07.2 800 2,0 3,0 1,4 55 MOA NÍCQUEL S. A. EMPRESA PEDRO SOTO ALBA Transportador L Q B V  3 (t/h) (m) (m/s) (t/m ) (kW) 800 800 800 510 1,20 0,80 0,8 1,06 8,0 4,0 4,0 3 1,38 1,38 1,38 1,38 22,37 230 15 44,74 42” 60HP 37 2235 19 45,72 -37,8 10 �Datos del motor del TR-2 ECECG: Tipo motor; DAZ04-400x-6T2, potencia 320 kW, 6000 Volts, In=38,5 A, conexión estrella, n=1 200 rpm, rendimiento de 93,3 %, factor de potencia nominal 0,86 Anexo I.5 Figura1.4 Esquema de distribución del accionamiento del transportador Anexo I.6 Figura 1.5 Esquema general del accionamiento electromecánico de un transportador de banda �ANEXO CAPÍTULO II Anexo II.1. Implementación del método en un software. La metodología propuesta se ha implementado en el software TransBandas desarrollado por un grupo de trabajo del ISMM. El menú principal se puede observar en la figura 2.1: Figura 2.1 Ventana principal del software TransBandas Las opciones de este menú son las siguientes:  Obtener modelo topográfico: dados los datos de un levantamiento topográfico permite obtener el modelo digital del terreno.  Cálculos y gráficos básicos: permite editar los datos de un trasportador y calcular sus parámetros principales. También se muestran gráficos del recorrido y del perfil del transportador.  Estimación de parámetros: para experimentos bifactoriales y trifactoriales permite estudiar la relación entre variables mediante análisis de varianza.  Diseño de transportadores: permite aplicar técnicas de optimización en el diseño de transportadores de banda. Estás técnicas se explicarán en el capítulo III.  Solución de transportación: Se proponen soluciones para casos complejos donde hay que proponer transformaciones de la topografía (no implementada en la presente versión)  Acerca. Se presenta la ventana: Anexo II.1 (continuación) �Figura 2.2 Ventana ACERCA del software TransBandas La opción Cálculos y gráficos básicos permite acceder a la ventana siguiente que da una idea general de la edición de los datos y cálculos técnicos de los transportadores de banda. Anexo II.1 (continuación) �Figura 2.3 Ventana de cálculos básicos y gráficos del software TransBandas Anexo II.2 Tabla 2.1 Expresiones del factor de forma K f para cada una de las secciones de la carga �Geometría Expresiones para el factor de forma K f para cada forma de la pila Triangular Kf  Grado n Kf  Parabólica Grado 2 Semi- 1  n    tan m  2  n 1  Kf  Kf  elíptica Hiperbólica tanm  4  8 1 tan m  3 tan m  2   tan m   tan m  tan t   1  tan m  tan t   Kf   Ln    2 2   tan m   tan t   tan t   tan m   tan t        . Anexo II.3 Figura 2.4 Márgenes de seguridad en la artesa Anexo II.4 �Figura 2.5 Procedimiento de formación de la pila de mineral laterítico para la medicion del ángulo del talud φm y φt Anexo II.5 Figura 2.6 Caracterización de las formas posibles de la sección de la carga �Anexo II.6 Figura 2.7 Rejillas utilizadas para el tamizado del mineral laterítico mullido Anexo II.7 Tabla 2.2 Comportamiento porcentual promedio (respecto a 12 muestras) de la granulometría al variar la humedad del mineral laterítico mullido [tomado de Ortiz, 2006] Réplicas 1 2 3 Clases; en mm Humedad en % 38 34 42 +75 -75 +50 7,6 7,32 9,1 7,67 18,367 4,082 1,2 4,32 -50 +25 12,45 11,98 10,204 7,93 -25 + 0 72,67 71,31 67,347 86,55 +75 -75 +50 9,1 8,5 11,724 4,828 14,545 6,818 2 5,921 -50 +25 12,19 7,586 10,455 7,895 -25 + 0 69,69 75,862 68,182 84,184 +75 -75 +50 8,76 9,3 14 7,2 13,131 5,051 1,52 5,2 -50 +25 12,02 10,44 11,616 8,4 -25 + 0 69,8 69,14 70,202 85,28 +75 -75 +50 7,04 6,76 9,46 8,37 12,787 3,442 2,08 5,02 -50 +25 12,93 12,88 10,704 8,23 30 �73,27 69,29 73,067 84,67 +75 -75 +50 8,14 8,98 11,884 4,828 11,685 6,298 1,48 6,841 -50 +25 11,77 7,806 11,375 7,575 -25 + 0 71,11 75,482 70,642 84,104 +75 -75 +50 9,62 8,74 14,42 7,5 9,971 5,071 0,66 4,78 -50 +25 11,64 11,18 11,176 7,68 -25 + 0 70 66,9 73,782 86,88 +75 -75 +50 6,48 7,34 8,46 7,81 9,747 5,682 2,6 4,72 -50 +25 13,47 12,68 10,844 8,09 -25 + 0 72,71 71,05 73,727 84,59 +75 -75 +50 7,78 8,48 12,464 3,868 9,505 6,958 0,7 6,981 -50 +25 11,47 7,326 10,815 8,275 -25 + 0 72,27 76,342 72,722 84,044 +75 -75 +50 9,28 8,66 14,42 6,64 14,351 4,671 1,18 4,7 -50 +25 10,72 11,28 10,936 7,24 -25 + 0 71,34 67,66 70,042 86,88 +75 -75 +50 6,06 8,28 9,1 7,43 11,187 6,262 2,6 4,72 -50 +25 13,43 13,38 13,264 9,01 -25 + 0 72,23 70,09 69,287 83,67 +75 -75 +50 7,986 8,236 11,5032 6,6144 12,5276 5,4335 1,602 5,3203 -50 +25 12,209 10,6538 11,1389 8,0325 -25 + 0 71,509 71,3126 70,9 85,0852 Coeficiente +75 -75 +50 14,43 9,46 19,31 22,09 20,79 20,48 41,60 16,74 de -50 +25 6,84 20,47 7,27 5,82 Variación -25 + 0 1,75 4,58 3,10 1,39 4 -25 + 0 Anexo II.7 Tabla 2.2 (continuación) 5 6 7 8 9 10 Promedio �Anexo II.8 Tabla 2.3 Promedio, desviación estándar y coeficiente de variación de las distribuciones granulométricas para diferentes grados de humedad Para 42 % de Humedad Clases en mm Promedio en % Desviación estándar Coeficiente de en % variación en % +75 8,49 0,79 9,27 -75 +50 8,37 1,00 11,90 -50 +25 12,22 0,22 1,77 -25 + 0 70,72 1,69 2,39 Desviación estándar Coeficiente de en % variación en % Para 38 % de humedad Clases en mm Promedio en % +75 11,61 2,45 21,12 -75 +50 6,57 1,52 23,20 -50 +25 10,00 2,23 22,29 -25 + 0 72,10 3,43 4,76 Desviación estándar Coeficiente de en % variación en % Para 34 % de Humedad Clases en mm Promedio en % +75 15,35 2,71 17,65 -75 +50 5,32 1,39 26,09 -50 +25 10,76 0,75 7,00 -25 + 0 68,58 1,47 2,14 Desviación estándar Coeficiente de en % variación en % Para 30 % de Humedad Clases en mm Promedio en % +75 1,57 0,40 25,59 -75 +50 5,15 0,80 15,58 �-50 +25 8,08 0,28 3,49 -25 + 0 85,34 1,18 1,39 Anexo II. 9 Balanza de laboratorio. Denominación: balanza romana. Rango de medición: 0 a 100 kg. Error: 0,058 kg Figura 2.8 Balanza técnica utilizada para el pesaje de las muestras de mineral Anexo II.10 �Figura 2.9 Análisis de varianza para MVM con respecto a la humedad Anexo II.11 Figura 2.10 Estufa para la extracción de la humedad del mineral laterítico utilizada en el CEINNIQ ��Anexo II.12 Tabla 2.4 Valores del ángulo maximal (14 réplicas) cuando varían los valores de tamaño promedio de las partículas y el nivel de humedad en % a, mm 5,00 25,00 50,00 75,00 78,00 5,00 25,00 50,00 75,00 78,00 5,00 25,00 50,00 75,00 78,00 5,00 25,00 50,00 75,00 78,00 5,00 25,00 50,00 75,00 78,00 H, % 26,00 26,00 26,00 26,00 26,00 30,00 30,00 30,00 30,00 30,00 34,00 34,00 34,00 34,00 34,00 38,00 38,00 38,00 38,00 38,00 42,00 42,00 42,00 42,00 42,00 AM1 35,30 29,50 24,30 27,30 30,80 37,12 30,40 25,20 30,40 34,00 39,23 30,27 26,86 34,00 34,79 45,30 35,62 29,01 31,70 35,67 48,50 36,70 31,20 35,00 38,80 AM2 34,20 27,00 25,70 29,40 31,00 35,00 29,70 25,70 30,07 32,30 37,34 31,00 28,20 31,77 34,01 46,20 34,70 29,62 34,10 35,97 44,80 37,20 30,10 32,30 39,70 AM3 35,00 29,30 24,10 30,00 32,04 36,25 31,00 24,70 31,70 33,70 41,32 32,87 28,50 32,30 36,57 43,80 35,54 28,40 33,04 37,33 50,10 36,10 31,30 35,60 41,40 AM4 35,40 27,40 25,30 28,20 32,60 36,54 30,80 25,00 31,20 33,20 38,00 32,45 29,23 31,60 35,60 44,70 35,62 28,46 31,91 35,80 46,00 36,20 30,40 34,57 38,90 AM5 35,50 28,90 25,20 29,90 30,90 36,40 29,90 25,30 31,30 33,60 37,50 31,26 27,30 32,10 35,08 45,20 35,45 29,09 33,00 36,70 47,00 36,87 31,80 35,40 41,30 AM6 34,80 28,30 26,00 29,70 31,20 37,20 29,60 25,70 30,50 33,90 40,00 32,27 29,90 31,14 35,70 46,65 34,89 29,54 33,10 36,60 45,80 37,20 31,60 35,60 40,70 AM7 34,20 30,10 25,60 29,70 32,60 35,90 30,40 25,60 30,40 32,80 38,90 32,70 30,10 33,70 35,30 45,50 35,10 28,70 32,87 37,20 46,40 37,90 31,30 34,21 39,60 AM8 34,20 28,80 25,10 31,20 30,90 37,00 31,50 26,50 30,50 32,40 39,50 30,70 30,20 31,60 35,70 43,90 35,40 28,90 33,80 36,60 49,08 38,00 32,00 35,40 42,30 AM9 35,30 30,00 25,60 29,90 31,20 36,50 30,40 26,30 30,40 33,51 38,00 31,25 27,40 33,40 34,97 45,50 36,80 29,30 32,40 37,30 47,00 39,00 30,80 36,05 41,30 AM10 35,20 29,80 26,20 31,10 33,30 37,10 30,09 25,47 32,20 34,70 38,40 30,80 29,30 32,80 34,60 45,00 37,00 30,40 32,45 35,70 46,60 37,90 31,50 35,60 41,80 AM11 34,00 29,90 25,10 28,40 32,30 36,30 29,70 27,00 31,80 32,40 38,90 31,50 28,93 32,80 35,90 44,90 36,50 30,20 33,50 36,50 48,50 36,90 30,40 36,00 39,70 AM12 34,80 30,30 26,00 29,40 31,00 35,90 31,60 25,20 30,70 33,90 38,40 31,56 30,40 31,50 35,40 43,80 34,80 30,20 33,40 36,60 45,90 38,20 32,50 35,30 39,20 AM13 33,80 28,60 25,20 29,30 33,10 37,20 31,00 25,00 30,70 33,80 38,90 32,90 29,80 33,00 34,10 46,40 35,50 31,20 33,80 37,20 46,40 36,80 31,90 33,40 41,80 AM14 34,40 27,90 26,20 30,20 31,40 36,50 30,90 26,80 31,50 34,30 40,00 33,20 30,50 32,40 35,80 44,60 36,70 29,50 32,80 35,50 47,30 38,40 32,80 34,70 41,60 AP 34,72 28,99 25,40 29,55 31,74 36,49 30,50 25,68 30,96 33,47 38,89 31,77 29,04 32,44 35,25 45,10 35,69 29,47 32,99 36,48 47,10 37,38 31,40 34,94 40,58 DE 0,58 1,04 0,64 1,05 0,89 0,62 0,66 0,71 0,65 0,74 1,08 0,95 1,22 0,88 0,71 0,92 0,76 0,80 0,71 0,65 1,46 0,86 0,79 1,05 1,21 CV 1,66 3,60 2,52 3,56 2,80 1,71 2,15 2,77 2,11 2,23 2,79 2,98 4,20 2,72 2,02 2,04 2,14 2,73 2,14 1,78 3,10 2,30 2,51 3,00 2,99 �Anexo II.13 Tabla 2.5 Valores del ángulo tangencial cuando varían los valores de tamaño promedio de las partículas y el nivel de humedad en % a, mm 5 25 50 75 78 5 25 50 75 78 5 25 50 75 78 5 25 50 75 78 5 25 50 75 78 H, % 26 26 26 26 26 30 30 30 30 30 34 34 34 34 34 38 38 38 38 38 42 42 42 42 42 AT1 36,15 30,95 27,87 31,50 32,51 39,45 31,61 28,91 31,45 35,98 38,03 32,02 30,12 33,72 37,21 42,35 36,24 30,37 33,90 37,52 45,70 37,11 31,59 36,11 42,27 AT2 36,15 31,38 28,44 30,44 34,22 40,65 33,15 28,68 33,65 34,86 38,98 31,96 30,74 35,00 37,33 41,89 35,61 29,74 34,44 36,61 45,99 37,89 33,73 34,48 41,50 AT3 36,87 31,58 27,58 31,67 32,14 39,88 31,06 27,05 32,42 35,43 38,58 32,05 28,43 34,32 36,36 42,15 37,27 31,22 34,55 36,32 45,16 38,8 32,47 36,28 41,93 AT4 37,01 30,69 26,92 31,07 32,76 41,10 32,78 26,82 33,47 34,92 39,15 33,71 30,09 32,69 36,59 43,29 35,67 31,94 34,55 38,09 45,93 37,00 31,90 35,77 41,59 AT5 37,75 29,61 27,67 30,67 34,59 39,59 32,75 26,57 32,93 36,15 38,38 33,25 29,23 32,54 36,47 42,06 37,32 30,59 32,41 36,12 46,88 38,29 32,82 36,00 43,04 AT6 35,84 30,41 28,44 31,96 32,88 40,45 32,26 28,39 33,16 34,98 40,75 31,73 29,14 34,14 36,81 42,84 35,84 29,48 35,10 38,18 45,22 39,06 30,96 34,94 43,16 AT7 37,41 29,44 27,84 32,30 33,31 40,19 33,24 28,94 32,25 36,15 38,78 33,02 30,72 32,86 35,39 42,04 37,15 31,97 32,67 37,24 46,08 38,31 32,22 35,68 41,50 AT8 36,30 31,32 27,78 30,64 33,99 41,42 31,52 28,59 32,82 36,12 40,66 31,45 30,72 32,77 36,59 42,21 35,87 30,34 34,13 35,92 46,79 39,29 31,53 35,74 41,24 AT9 37,81 30,41 27,07 29,67 33,91 41,25 31,09 26,74 32,67 35,52 38,29 33,48 29,60 34,77 35,96 43,15 37,47 30,88 32,87 37,01 46,96 37,20 32,87 35,28 43,36 AT10 36,61 29,95 26,5 29,93 34,62 39,19 32,95 28,65 32,05 34,12 40,58 31,53 30,89 32,8 37,76 43,32 37,55 29,82 32,24 35,95 46,25 36,66 33,79 36,31 40,70 AT11 35,30 29,78 27,67 31,33 32,71 41,42 32,58 28,39 32,76 34,95 39,2 33,28 28,49 35,06 37,07 42,44 35,98 30,79 34,50 37,24 45,90 37,03 32,42 35,00 41,16 AT12 37,73 31,98 26,72 31,24 33,82 39,08 33,38 28,99 32,39 36,20 38,15 32,19 29,29 35,03 37,59 42,12 36,07 29,94 34,41 37,18 45,30 38,40 32,62 35,71 41,59 AT13 35,41 31,49 27,15 30,53 33,82 41,05 32,29 28,68 31,99 34,12 39,35 31,16 30,37 33,23 35,79 42,84 36,67 31,42 32,61 38,15 45,10 37,26 33,70 36,86 41,79 AT14 35,38 31,32 26,41 31,96 34,42 39,45 33,01 26,97 33,47 35,83 40,66 33,68 28,92 32,83 36,27 44,06 35,52 29,59 34,73 36,15 46,59 38,29 33,30 35,06 42,53 ATP 35,04 29,35 25,87 29,56 31,88 38,79 30,55 26,28 31,36 33,69 37,89 31,02 28,37 32,32 34,90 41,35 35,47 29,34 32,24 35,75 44,88 36,54 30,96 34,48 40,50 DE 0,90 0,82 0,65 0,79 0,82 0,86 0,79 0,95 0,64 0,73 1,01 0,90 0,86 0,99 0,69 0,64 0,76 0,83 1,00 0,82 0,65 0,85 0,88 0,65 0,81 CV 2,58 2,79 2,52 2,66 2,59 2,22 2,59 3,61 2,03 2,18 2,65 2,89 3,04 3,06 1,98 1,55 2,15 2,84 3,10 2,29 1,44 2,33 2,84 1,87 1,99 �Anexo II.14 Escoger muestra de mineral laterítico Medir % de Humedad Determinar Granulometría (Tamizado) Tamiz de 75 mm a > 75 mm   g1 a1 , H j  Tamiz de 50 mm 75 mm > a > 50 mm   g 2 a2 , H j  Tamiz de 25 mm 50 mm > a > 25 mm   g 3 a3 , H j  Tamiz de 5 mm 25 mm > a > 5 mm   g 4 a4 , H j  5 mm > a   g 5 a5 , H j  Figura 2.12 Algoritmo para determinar el ángulo del talud o reposo del mineral laterítico en función de la Granulometría y la Humedad Anexo II.15 Figura 2.13 Dispositivo para medir el ángulo de deslizamiento del mineral laterítico sobre la banda �Anexo II.16 Figura 2.13 Análisis de varianza para  con respecto a  Anexo II.17 Figura 2.14 Desplazamiento de partículas de mineral sobre la banda en la zona de carga �Anexo II.18 Tabla 2.6 Desplazamiento D para diferentes valores de la altura de caída Hc y el tamaño promedio de las partículas a del mineral laterítico y la velocidad de la banda v en la ECECG Réplicas Medidas Estadísticas Hc a V D1 D2 D3 Promedio Desviación Coeficiente mm mm m/s mm mm mm D en mm estándar de variación 500 30 1,87 343,00 311,00 367,00 340,33 28,10 8,26 500 30 1,97 290,00 330,62 420,65 347,09 66,86 19,26 500 30 2,08 442,50 466,70 434,00 447,73 16,97 3,79 500 30 2,45 501,00 435,00 523,00 486,33 45,80 9,42 500 40 1,87 367,00 332,00 393,60 364,20 30,90 8,48 500 40 1,97 395,00 322,00 436,90 384,63 58,15 15,12 500 40 2,08 443,10 415,00 444,00 434,03 16,49 3,80 500 40 2,45 523,00 451,30 532,00 502,10 44,22 8,81 500 50 1,87 380,00 362,50 389,00 377,17 13,48 3,57 500 50 1,97 400,00 334,00 421,50 385,17 45,60 11,84 500 50 2,08 463,30 462,50 456,00 460,60 4,00 0,87 500 50 2,45 534,00 471,80 567,00 524,27 48,34 9,22 500 60 1,87 407,00 354,00 405,00 388,67 30,04 7,73 500 60 1,97 421,00 347,60 434,00 400,87 46,59 11,62 500 60 2,08 492,00 492,00 0,00 0,00 500 60 2,45 547,40 512,90 556,00 538,77 22,81 4,23 500 70 1,87 455,00 367,00 380,00 400,67 47,50 11,86 500 70 1,97 465,00 361,60 456,00 427,53 57,28 13,40 500 70 2,08 510,20 488,60 499,40 15,27 3,06 500 70 2,45 687,00 669,00 678,00 12,73 1,88 500 100 1,87 489,00 421,00 431,00 447,00 36,72 8,21 500 100 2,08 567,00 500,00 545,00 537,33 34,15 6,36 500 100 2,45 656,00 678,00 690,00 674,67 17,24 2,56 �500 300 1,87 523,00 456,00 405,00 461,33 59,18 12,83 500 300 2,08 672,00 623,00 666,00 653,67 26,73 4,09 500 300 2,45 768,00 768,00 0,00 0,00 500 500 1,87 590,00 411,00 500,50 126,57 25,29 1000 30 1,87 462,10 413,00 420,70 38,14 9,07 509,00 487,33 67,17 13,78 437,60 88,25 20,17 387,00 Anexo II.18. Tabla 2.6 (continuación) 1000 30 1,97 541,00 412,00 1000 30 2,08 500,00 375,20 1000 30 2,45 675,00 590,00 678,00 647,67 49,96 7,71 1000 40 1,87 476,00 402,00 440,00 439,33 37,00 8,42 1000 40 1,97 567,00 434,00 545,00 515,33 71,29 13,83 1000 40 2,08 513,00 400,80 456,90 79,34 17,36 1000 40 2,45 689,00 607,00 680,00 658,67 44,97 6,83 1000 50 1,87 498,00 408,00 455,00 453,67 45,01 9,92 1000 50 1,97 593,00 441,00 576,00 536,67 83,28 15,52 1000 50 2,08 525,00 435,00 504,00 488,00 47,09 9,65 1000 50 2,45 734,00 623,00 730,00 695,67 62,96 9,05 1000 60 1,87 488,00 423,00 463,00 458,00 32,79 7,16 1000 60 1,97 621,00 501,00 593,00 571,67 62,78 10,98 1000 60 2,08 540,30 542,00 523,00 535,10 10,51 1,96 1000 60 2,45 789,00 690,00 790,00 756,33 57,45 7,60 1000 70 1,87 589,00 445,00 480,00 504,67 75,10 14,88 1000 70 1,97 700,00 512,00 621,00 611,00 94,40 15,45 1000 70 2,08 575,00 520,30 600,00 565,10 40,76 7,21 1000 70 2,45 898,00 703,00 800,50 137,89 17,22 1000 100 1,87 612,00 478,00 501,00 530,33 71,65 13,51 1000 100 1,97 773,00 530,00 646,00 649,67 121,54 18,71 1000 100 2,08 592,00 619,00 605,50 19,09 3,15 1000 100 2,45 930,00 820,00 857,67 62,66 7,31 1000 300 1,87 639,00 530,00 584,50 77,07 13,19 1000 300 1,97 728,00 728,00 0,00 0,00 1000 300 2,08 668,00 668,00 0,00 0,00 3000 30 1,87 678,00 565,00 114,01 20,18 823,00 567,00 450,00 �3000 30 1,97 678,00 395,90 612,00 561,97 147,56 26,26 3000 30 2,08 789,00 709,00 466,50 654,83 167,93 25,65 3000 30 2,45 1345,00 1009,00 1177,00 237,59 20,19 3000 40 1,87 698,00 589,00 522,50 603,17 88,60 14,69 3000 40 1,97 701,00 456,00 634,00 597,00 126,62 21,21 756,00 757,33 40,02 5,28 1236,50 160,51 12,98 Anexo II.18. Tabla 2.6 (continuación) 3000 40 2,08 798,00 718,00 3000 40 2,45 1350,00 1123,00 3000 50 1,87 785,00 594,00 579,00 652,67 114,85 17,60 3000 50 1,97 743,00 406,80 656,00 601,93 174,50 28,99 3000 50 2,08 797,00 745,00 767,00 769,67 26,10 3,39 3000 50 2,45 1434,00 1238,00 1336,00 138,59 10,37 3000 60 1,87 820,00 645,00 687,00 717,33 91,36 12,74 3000 60 1,97 892,00 468,00 665,00 675,00 212,18 31,43 3000 60 2,08 845,00 809,00 827,00 25,46 3,08 3000 60 2,45 1467,00 1311,00 1389,00 110,31 7,94 3000 70 1,87 890,00 676,00 776,00 780,67 107,08 13,72 3000 70 1,97 956,00 589,00 789,00 778,00 183,75 23,62 3000 70 2,08 1231,00 1127,00 1179,00 73,54 6,24 3000 70 2,45 1485,00 1345,00 1415,00 98,99 7,00 3000 100 1,87 927,00 887,00 987,00 933,67 50,33 5,39 3000 100 1,97 1008,00 890,00 1129,00 1009,00 119,50 11,84 3000 100 2,08 1356,00 1234,00 1295,00 86,27 6,66 3000 100 2,45 1609,00 1378,00 1493,50 163,34 10,94 3000 300 1,87 1012,00 999,00 1129,00 1046,67 71,60 6,84 3000 300 1,97 1106,00 909,00 1122,00 1045,67 118,63 11,34 3000 300 2,08 1400,00 1345,00 1372,50 38,89 2,83 3000 300 2,45 1809,00 1456,00 1632,50 249,61 15,29 3000 500 1,97 990,00 934,00 1089,00 1004,33 78,49 7,81 3000 700 1,97 987,00 1034,00 991,00 1004,00 26,06 2,60 �Anexo II. 19 �Figura 2.15 Gráfico del comportamiento del desplazamiento en función de la altura de caída Hc (mm), el tamaño promedio de la partículas (mm) y la velocidad de la banda (m/s) Anexo III.1 �Figura 3.1 Diálogo para obtener el MDT dado un levantamiento topográfico Anexo III.2 Figura 3.2 Perfil del transportador CO2CO3 de la ECRRL �Anexo III.3 VALOR DE TENSION N 120000 100000 80000 60000 40000 20000 0 0,00 1000,00 2000,00 3000,00 4000,00 5000,00 6000,00 7000,00 8000,00 9000,00 LONGITUD DE LA DE LA BANDA 1 MOTOR 2 MOTOR 3 MOTOR Figura 3.3 Variación de la tensión máxima a que esta sometida la banda cuando varia el número de su accionamiento a través del perfil en el transportador CO2CO3 de la ECRRL Anexo III.4 �Figura 3.4 Curvas de nivel de la topografía del terreno donde cruza la traza del transportador CO2CO3 de la ECRRL Anexo III.5 Tabla 3.1 Parámetros de entrada del transportador CO2CO3 de la ECRRL Parámetros de Entrada Valor Productividad 800 ton/h Velocidad deseada 2.85 m/seg Ángulo máximo del talud 34o Ángulo tangencial del talud 34o Masa volumétrica mullida 1,4 ton/m3 Tamaño de pedazos 100 mm �Anexo III.6. Tabla 3.2 Parámetros de diseño del transportador CO2CO3 de la ECRRL Parámetros Valor Total de tramos vacíos 20 Total de tramos llenos 20 Artesa de tres rodillos de longitudes iguales 0,037 m Ángulo entre rodillos laterales y el rodillo central 30o Distancia entre rodillos en las ramas cargadas 1m Peso de Rodillos en tramos vacíos 136,697 N Peso de Rodillos en tramos llenos 155,999 N Ancho de la Banda (Goma y Cable) 1m Peso de 1 metro cuadrado de banda 206 N Puntos de Limpieza 1 (en el tramo 1) Puntos de Carga 1 (en el tramo 21) Puntos de Descarga 0 (descarga libre en el tramo 40) Número de Accionamientos 2 (iguales) (tramo 1 y tramo 21) Coeficiente de fricción entre la banda y el tambor 0,3 motor Ángulo general de abrazado de la banda sobre el 210o en cada uno. tambor Potencia total (dos motores de 190 kW cada uno) Velocidad real Anexo III.7 380 kW 0,9 m/s �Figura 3.5 Área de sobredimensionamiento del diseño del transportador CO2CO3 de la ECRRL Anexo III.8 Tabla 3.3 Comportamiento de la potencia consumida por el accionamiento y la potencia calculada por la función objetivo para valores de productividad de 500, 400 y 300 t/h de mineral laterítico mullido del transportador CO2CO3 de la ECRRL. No ω Q I1 V1 rad/s t/h A Volt P2Exp Cos(Fi) kW 2P2Exp 2P2Calc ERROR kW kW % 1 121,80 500,00 181,40 450,70 0,87 123,20 246,40 229,90 7,18 2 121,80 500,00 183,00 451,30 0,88 125,88 251,76 229,90 9,51 3 121,80 500,00 180,60 451,10 0,87 122,76 245,53 229,90 6,80 4 121,80 400,00 177,50 450,20 0,88 121,80 243,60 225,70 7,93 5 121,80 400,00 172,90 451,20 0,87 117,56 235,11 225,70 4,17 6 121,80 400,00 178,70 450,70 0,87 121,36 242,73 225,70 7,55 7 121,80 300,00 174,90 450,50 0,86 117,37 234,73 221,50 5,97 8 121,80 300,00 170,50 451,00 0,87 115,87 231,75 221,50 4,63 9 121,80 300,00 175,70 450,30 0,87 119,22 238,44 221,50 7,65 10 122,28 500,00 183,00 451,60 0,86 123,10 246,20 230,60 6,77 11 122,28 500,00 180,80 450,90 0,86 121,43 242,87 230,60 5,32 12 122,28 500,00 186,40 451,10 0,87 126,71 253,41 230,60 9,89 13 122,28 400,00 182,40 450,80 0,88 124,11 248,22 226,50 9,59 14 122,28 400,00 183,10 451,30 0,87 124,52 249,04 226,50 9,95 15 122,28 400,00 178,90 451,10 0,88 123,01 246,01 226,50 8,61 16 122,28 300,00 172,80 450,20 0,87 117,23 234,45 222,30 5,47 17 122,28 300,00 170,30 451,20 0,87 115,79 231,58 222,30 4,17 18 122,28 300,00 174,50 451,00 0,87 118,59 237,18 222,30 6,69 19 122,70 500,00 184,08 450,50 0,88 126,40 252,80 231,40 9,25 20 122,70 500,00 185,70 451,00 0,87 126,20 252,41 231,40 9,08 21 122,70 500,00 185,01 450,30 0,88 126,98 253,96 231,40 9,75 �22 122,70 400,00 181,40 451,60 0,87 123,44 246,89 227,20 8,67 23 122,70 400,00 183,20 449,80 0,87 124,17 248,34 227,20 9,31 24 122,70 400,00 178,40 450,40 0,88 122,47 244,94 227,20 7,81 25 122,70 300,00 174,90 450,70 0,86 117,42 234,84 223,04 5,29 26 122,70 300,00 173,40 451,30 0,87 117,92 235,84 223,04 5,74 27 122,70 300,00 176,30 451,10 0,86 118,46 236,93 223,04 6,23 28 123,20 500,00 186,30 450,20 0,87 126,39 252,77 232,20 8,86 29 123,20 500,00 190,03 451,00 0,87 129,15 258,29 232,20 11,24 30 123,20 500,00 174,70 451,10 0,88 120,12 240,24 232,20 3,46 31 123,20 400,00 171,50 450,50 0,87 116,42 232,85 227,90 2,17 32 123,20 400,00 170,90 451,60 0,88 117,64 235,27 227,90 3,23 33 123,20 400,00 173,40 451,00 0,87 117,84 235,69 227,90 3,42 34 123,20 300,00 169,80 451,20 0,87 115,45 230,90 223,70 3,22 35 123,20 300,00 167,60 451,50 0,87 114,03 228,06 223,70 1,95 36 123,20 300,00 168,50 451,00 0,87 114,51 229,03 223,70 2,38 37 123,80 500,00 190,80 451,30 0,87 129,75 259,51 232,90 11,43 38 123,80 500,00 186,60 451,30 0,88 128,36 256,71 232,90 10,23 39 123,80 500,00 180,70 451,10 0,87 122,83 245,66 232,90 5,48 40 123,80 400,00 173,90 450,20 0,88 119,33 238,66 228,70 4,35 41 123,80 400,00 173,50 451,20 0,87 117,96 235,93 228,70 3,16 42 123,80 400,00 174,30 451,00 0,87 118,46 236,91 228,70 3,59 43 123,80 300,00 168,80 450,50 0,88 115,91 231,81 224,50 3,26 44 123,80 300,00 166,40 451,00 0,87 113,09 226,17 224,50 0,74 45 123,80 300,00 167,90 450,30 0,88 115,24 230,48 224,50 2,66 46 124,03 500,00 175,00 451,60 0,87 119,09 238,18 233,70 1,92 47 124,03 500,00 176,10 451,00 0,87 119,68 239,36 233,70 2,42 48 124,03 500,00 190,10 451,50 0,88 130,82 261,65 233,70 11,96 49 124,03 400,00 174,20 451,60 0,87 118,54 237,09 229,50 3,31 50 124,03 400,00 172,90 451,00 0,87 117,50 235,01 229,50 2,40 51 124,03 400,00 171,60 451,00 0,88 117,96 235,92 229,50 2,80 52 124,03 300,00 163,40 450,20 0,89 113,40 226,80 225,30 0,66 Anexo III.8 Tabla 3.3 (continuación) �53 124,03 300,00 174,30 451,20 0,88 119,87 239,74 225,30 6,41 54 124,03 300,00 169,30 451,10 0,88 116,41 232,81 225,30 3,33 Anexo III.9 Características técnicas de algunos instrumentos y equipos utilizados. 1. Contador de energía activa trifásico. Tipo: CA 3Y-670T Principio de funcionamiento: inducción Constante del contador: 1 kW es el equivalente a 1750 vueltas del disco. Frecuencia de trabajo: 60 Hz, tensión por fase (3 fases): 100 V, corriente: 5 A. Fabricado: en la URSS 2. Analizador de redes: serie: PQM-A y serie PPQM-1000 Display de LCD, teclado de membrana, tiene cuatro teclas para control y programación. Posibilidad de comunicación: RS - 232 y RS – 435. Alimentación: monofásicas, 110 a 230 V CA, tensión de tolerancia: - 15 % a 10 %, Frecuencia de trabajo: 50 a 60 HZ, corriente de directa: 24 a 110 V Consumo: 3 a 6 VA, clase de precisión: tensión: 0,5 % de la lectura Corriente: 0,5 % de la lectura Permite la visualización de 30 parámetros eléctricos: tensión, corriente, potencia activa, potencia reactiva, potencia aparente, frecuencia, factor de potencia, etc. Fabricado: en Canadá. Figura 3.6 Analizador de redes NORTHW00D DATA LOGGERS LTD Anexo III.10 Tabla 3.4 Puntos principales del diseño del transportador CO2CO3 �Este 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 Norte 4600 4537 4455 4406 4376 4342 4323 4241 4175 4151 4128 4098 4038 3955 3913 3848 3758 3688 3524 3393 3333 3271 3230 3188 3020 2974 2926 Cota 6,5 5,9 5,9 6,9 8,6 9,5 9,3 5,5 5,3 6 6,3 7,7 11,8 20,4 26,2 33,6 39,7 41,6 48,8 64,6 72,8 74,5 74,7 76,5 91,3 96,9 98,8 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 Continuación 2878 2794 2698 2632 2566 2410 2338 2254 2146 1850 1820 1778 1742 1598 1496 1334 1268 1215 1137 1064 957 824 633 562 490 41 0 98,5 97,8 101,4 105,6 107,7 110 111,3 111,9 109 92,2 91,1 90,2 89 88 89,9 97,5 102 106,4 110,9 113,6 116 119 124,5 123,4 122 110 110 Anexo III.11 Tabla 3.5 Resultados del cálculo de la resistencia W (en N) por los métodos clásicos y por el método mejorado en el transportador CO2CO de la ECRRL Tramo W (Método Clásico) W (Método propuesto) Error Relativo Porcentual 1 1522,124814 1519,3122 0,19 2 934,1600288 933,250308 0,10 3 5188,452891 5172,29709 0,31 4 6335,800445 6314,33225 0,34 5 6914,711948 6890,05554 0,36 6 2933,807515 2922,3046 0,39 7 1028,951896 1026,196 0,27 �8 4292,091324 4277,87664 0,33 9 2531,871853 2523,35848 0,34 10 1934,492446 1929,66438 0,25 11 2279,520888 2272,57009 0,31 12 1633,081483 1629,20905 0,24 13 1751,971302 1749,4454 0,14 14 -1135,681064 -1125,11844 -0,94 15 6199,89485 6182,91583 0,27 16 5195,805838 5180,23186 0,30 17 1606,991973 1602,83929 0,26 18 3097,831978 3090,69095 0,23 19 849,7937796 853,91479 0,48 20 304,2257400 303,703513 0,17 21 3083,041740 3061,39504 0,71 22 65288,93563 64820,5001 0,72 23 17226,14445 17111,7484 0,67 24 2113,564834 2102,08527 0,55 25 -13382,39652 -13272,3891 -0,83 26 1490,782027 1496,47069 0,38 27 82847,58691 82261,0279 0,71 28 22474,92599 22316,0499 0,71 29 5683,254479 5646,11489 0,66 30 -6623,819943 -6569,77648 -0,82 31 5912,673203 5875,29284 0,64 32 -8166,12224 -8093,28822 -0,90 33 -26172,76871 -25974,1598 -0,76 34 984,7726019 980,44 0,44 35 -16694,23734 -16547,8285 -0,88 36 -38046,12824 -37734,5581 -0,83 37 -35425,65684 -35147,5897 -0,79 38 -17560,78898 -17419,2074 -0,81 39 16074,69945 15959,3676 0,72 40 13535,98316 13441,92 0,70 �Total 1522,124814 1519,3122 0,19 Anexo III.12 Tabla 3.6 Soluciones factibles para el diseño de la artesa del transportador CO2CO3 ECRRL Velocidad Número Longitud Ángulo Longitud Ancho Resistencia total de la banda de de L1 A1 de Lr calculado de al movimiento (m/seg) Rodillos (mm) (grados) (mm) la Banda WT (N) (m) 2,911 2 249 14 - 0,6380 80903,30 2,782 2 249 19 - 0,6380 81596,73 2,714 2 249 24 - 0,6380 81991,67 2,74 2 249 34 - 0,6380 81840,51 2,836 2 249 39 - 0,6380 81299,84 2,969 3 174 24 124 0,6120 79957,45 2,901 3 174 29 124 0,6120 80302,01 2,874 3 174 34 124 0,6120 80444,96 2,885 3 174 39 124 0,6120 80387,20 2,933 3 174 44 124 0,6120 80135,39 2,943 3 174 14 149 0,6370 80713,02 2,79 3 174 19 149 0,6370 81527,39 2,922 3 149 29 174 0,6120 80195,09 2,878 3 149 34 174 0,6120 80419,83 2,868 3 149 39 174 0,6120 80473,70 2,890 3 149 44 174 0,6120 80360,47 2,943 3 149 49 174 0,6120 80088,16 2,985 3 149 14 199 0,6370 80508,21 2,831 3 149 19 199 0,6370 81299,56 2,721 3 149 24 199 0,6370 81926,27 2,719 3 149 14 224 0,6620 102094,79 2,980 3 124 29 224 0,6120 79904,80 2,925 3 124 34 224 0,6120 80176,53 �2,900 3 124 39 224 0,6120 80307,17 2,902 3 124 44 224 0,6120 80298,37 2,930 3 124 49 224 0,6120 80154,90 2,896 3 124 19 249 0,6370 80954,68 2,785 3 124 24 249 0,6370 81556,69 2,776 3 124 14 274 0,6620 215459,10 Anexo III.13 Tabla 3.7 Valores de Smax al ubicar tres tambores motrices en los puntos iniciales de cada tramo en el transportador CO2CO3 de la ECRRL. Tramo M1 Punto M1 Tramo M2 Punto M2 Tramo M3 Punto M3 Smax 1 1 16 1 23 1 51929,2641 2 1 16 1 23 1 51929,2641 3 1 16 1 23 1 51929,2641 4 1 17 1 23 1 47010,2418 5 1 18 1 23 1 44302,2818 6 1 21 1 39 1 41723,7391 7 1 22 1 26 1 43975,0719 8 1 22 1 26 1 43975,0719 9 1 21 1 26 1 45295,6952 10 1 22 1 24 1 47939,1845 11 1 22 1 24 1 47939,1845 12 1 22 1 38 1 49409,7125 13 1 22 1 38 1 49409,7125 14 1 21 1 38 1 50941,7383 15 1 21 1 38 1 50124,4539 16 1 23 1 36 1 51929,2641 �17 1 23 1 37 1 47091,6551 18 1 23 1 36 1 48745,3657 19 1 26 1 28 1 46972,2377 20 1 26 1 36 1 45629,0903 21 1 26 1 36 1 44204,2171 22 1 26 1 36 1 43975,0719 23 1 25 1 29 1 55124,1209 24 1 25 1 32 1 61157,8065 25 1 28 1 32 1 62827,4903 26 1 28 1 32 1 57193,6939 27 1 28 1 32 1 60000,2909 28 1 29 1 32 1 104863,091 29 1 30 1 32 1 117692,212 30 1 31 1 32 1 121318,571 31 1 32 1 33 1 121095,253 32 1 33 1 35 1 137809,119 33 1 34 1 35 1 134170,504 34 1 35 1 36 1 127260,205 35 1 36 1 37 1 148767,108 36 1 37 1 38 1 156274,27 37 1 38 1 40 1 138121,521 38 1 39 1 40 1 120828,19 Anexo III.14 Tabla 3.8 Valores de Smax al ubicar tres tambores motores en los puntos finales de cada tramo del transportador CO2CO3 de la ECRRL Tramo M1 Punto M1 Tramo M2 Punto M2 Tramo M3 Punto M3 Smax 1 4 15 5 22 2 52054,2568 2 5 15 5 22 2 52054,2568 3 7 16 5 22 2 47174,5879 4 5 17 2 22 2 44104,9438 �5 3 20 2 38 7 40482,6017 6 3 21 3 26 5 42772,3841 7 3 21 3 26 5 42772,3841 8 2 21 3 26 5 44947,1054 9 4 21 3 23 4 47716,2975 10 3 21 3 23 4 47716,2975 11 3 21 3 24 2 48397,8337 12 2 21 3 37 5 49845,5858 13 4 21 3 37 5 50725,4817 14 2 21 3 37 5 49845,5858 15 5 22 2 35 3 52054,2568 16 5 22 2 36 3 47277,3765 17 2 22 2 36 3 48872,0784 18 4 26 5 27 2 47331,2608 19 2 26 5 35 3 46020,6156 20 2 26 5 35 3 45622,0489 21 3 26 5 35 3 42772,3841 22 2 27 2 28 4 55735,9367 23 4 24 2 31 3 62660,2777 24 2 26 5 31 3 63001,5707 25 5 27 2 31 3 58682,8846 26 5 27 2 31 3 57716,3642 27 2 28 4 31 3 105037,172 28 4 29 2 31 3 118767,289 29 2 30 3 31 3 121492,651 30 3 31 3 32 4 121126,249 31 3 32 4 34 3 136986,805 32 4 33 2 34 3 135453,976 33 2 34 3 35 3 128196,631 34 3 35 3 36 3 148452,522 35 3 36 3 40 4 150414,535 36 3 37 5 40 4 128570,568 �37 5 38 7 40 4 115351,092 38 7 39 5 40 4 103138,443 Anexo III.15 Tabla 3.9 Resultados técnicos económicos al aplicar la metodología establecida en 7 transportadores instalados en la ECECG y ECRRL del Grupo Empresarial CUBANÍQUEL Transportador Método Potencia Ancho Productividad Tr-1A-1B Tr-2 Tr-3 Tr-4A-4B CO2CO3 CO4 CO5 Total de kW Cálculo Actual Nuevo Actual Nuevo Actual Nuevo Actual Nuevo Actual Nuevo Actual Nuevo Actual Nuevo 30,00 17,67 320,00 207,30 30,00 9,54 320,00 177,49 380,00 223,01 760,00 577,04 135,00 87,73 B m 1,4 1,0 1,6 1,2 1,6 1,2 1,6 1,2 1,0 0,7 1,0 0,7 1,0 0,7 Actual Nuevo 55,00 Actual - Nuevo 2,0 15,00 800 1,0 800 Anexo III.16 Tamaño de la Gasto anual t/h Inversión, energía 900 900 1800 1800 1800 1800 1800 1800 800 800 800 800 800 800 en 485,70 Pesos 40 34 740,50 137 181,50 119 760,10 26 525,55 24 455,43 203 956,00 178 729,50 3 897 722,54 3 343 960,65 4 153 618,99 3 513 356,68 473 290,50 392 283,90 8 932 780,78 7 607 286,76 1 325 494,02 kWh/año 190 080,30 111 957,50 2 027 520,10 1 313 452,80 190 080,30 60 445,44 2 027 520,10 1 124 576,74 2 407680,00 2 116 224,60 4 815 360,60 3 630 528,40 836352,00 555857,28 12 494 593,40 8 913 042,76 3 581 550,64 �Referencias utilizadas para obtener los datos técnicos y económicos para realizar el análisis económico dinámico de la optimización a través del VAN, TIR y Período de Recuperación: 1) De: FAM de Alemania. www.fam.de . DIN EN ISO 9001: 2000. Oferta número 19402693. Fecha 18.04.2007. Pedido de cotización de componentes para el transportador Pinares de la ECRRL. Solicitado Empresa Importadora del Níquel (EINI). Moa. Holguín.Cuba. 2) De; ROVIMPEX. E-mail: rovimpex@enet.cu . Oferta número 710/07 NOV. Pedido de cotización de componentes para el transportador y kit de empalme de banda de la ECRRL. Solicitado Empresa Importadora del Níquel (EINI). Moa. Holguín.Cuba. 3) C/da Ogliastro C.P. 231 Augusta (SR) ITALY P.Iva 01211150899. En Italia: +39 0931 992854 / 993144/ 512888 Fax +39 0931 511512 En Cuba 05-2640799. E_mail: ecogeo@reconsnc.it / domenico.rapparini@reconsnc.it . OFERTA IM167/08. Fecha 03 de Sept 2008. Asunto: elementos eléctricos para transportadores. Solicitado Empresa Importadora del Níquel (EINI). Moa. Holguín.Cuba. 4) CRIBAS Y TAMICES. INTERVENISPA S.L. E-mail: export@intervenispa.com . www.intervenispa.com . Cotización de distintos tipos de bandas transportadoras. Fecha: 05/03/2009. A: EINI. 5) RULMECA España, S.L.U. Web: www.rulmeca.com . OFERTA nº 765009. Ref. 0218628. Diferentes tipos de rodillos, Travesaño portarodillos y artesas. Para EINI (Empresa Importadora y Abastecedora del Níquel). 6) De : VIROEX, S.L. E. Mail: viroex@sarenet.es . Elementos eléctricos para el transportador de Pinares. S. Ref 02-17468. A: EINI (Empresa Importadora y Abastecedora del Níquel). Sr Roberto Loyola. Fecha 11 de Diciembre de 2007. 7) HINOJOSA RIVERA ROBERTO. Evaluación de la eficiencia energética de la instalación de aire comprimido de los compresores modelo K-500 de la Empresa Comandante “Ernesto Che Guevara”. Tesis de Maestria. Tutores: Dr. C. Alberto Turro Breff y Dr. C. Luis García Faure ISMMM. 2008. Costo de energía eléctrica, combustibles y lubricantes. � Dublin Core The Dublin Core metadata element set is common to all Omeka records, including items, files, and collections. For more information see, http://dublincore.org/documents/dces/. Title A name given to the resource Tesis Text A resource consisting primarily of words for reading. Examples include books, letters, dissertations, poems, newspapers, articles, archives of mailing lists. Note that facsimiles or images of texts are still of the genre Text. Dublin Core The Dublin Core metadata element set is common to all Omeka records, including items, files, and collections. For more information see, http://dublincore.org/documents/dces/. Title A name given to the resource Optimización energética en el diseño de transportadores de banda para el mineral laterítico cubano Creator An entity primarily responsible for making the resource Roberto Johan Sierra Pérez Publisher An entity responsible for making the resource available Editorial Digital Universitaria de Moa Type The nature or genre of the resource Tesis doctoral Date A point or period of time associated with an event in the lifecycle of the resource 2010 https://repoedum.ismm.edu.cu/files/original/d4667f16df793a50ab0f91963f9a1772.pdf 5283c074ce3c461b94f7af3a69c0a4ee PDF Text Text Tesis doctoral MODELACIÓN Y SIMULACIÓN DEL PROCESO DE MOLIENDA DEL MINERAL LATERÍTICO CON COMPOSICIÓN SUSTANCIAL VARIABLE Reynaldo Laborde Brown �REPÚ BLICA DE CUB A MINI STER IO DE EDU CACI ÓN SUPERIO R INST ITU TO SUP ERIO R MIN ERO METALÚ RGICO “DR. ANTO NIO NÚÑE Z JIMÉ NEZ” FACU LTA D DE MET ALU RGIA- ELE CTRO MECÁNICA DEPA RTAM ENTO DE META LUR GIA TESI S PRE SENT ADA EN OPC IÓN AL GRADO CIEN TÍFICO DE DR. EN CIENCIAS TÉCN ICA S MODELACIÓ N Y SIMUL ACIÓN DEL PROCESO DE MOLIENDA DEL MINERAL LATE RÍTI CO CON COM POS ICIÓ N SUSTAN CIAL VARI ABLE Auto r: Ing . Reyn ald o Laborde Bro wn Tuto res: Dr. C. Alf redo L. Coel lo Velá zque z Dr. C. Jua n M. Mené nde z Agua do Dr. C. Secun dino Marrero Ramír ez Moa, 2005 1 �SÍNTESIS En el presente trabajo se ha particularizado la aplicación de los modelos matemáticos de molienda, basados en el en balance de masas de la población de partículas, a un mineral de alta complejidad y variación de su composición sustancial, como es el caso de la laterita. Son establecidas determinadas regularidades entre las funciones de la fragmentación, la composición sustancial variable y el índice de Bond. Estas regularidades son aprovechadas para la formulación de un procedimiento que permite utilizar la concepciones clásicas de la modelación en el caso en que la composición sustancial del mineral sea variable, dando solución a las limitantes que hasta el momento han existido para el empleo de estos modelos en el caso de la laterita. El trabajo está desarrollado sobre una amplia base experimental, tanto a escala de laboratorio como a escala industrial y queda demostrada la factibilidad de emplear el procedimiento propuesto en una planta en explotación, donde los costos de producción en la sección de molienda pueden ser reducidos en un 17 %, en lo que se refiere al pago de electricidad, lo que equivale al ahorro de 337.4 MUSD anualmente por este concepto. 2 �INTRODUCCIÓN En las últimas cuatro décadas la molienda seca de los minerales lateríticos ha sido objeto de estudio con el fin de profundizar en los complejos fenómenos que tienen lugar durante el proceso industrial y sus altos consumos energéticos. La molienda de minerales es considerada un verdadero coloso energético, consume aproximadamente el 3% de toda la energía que producen los países industrializados (Schonert ,1979), de ahí que en términos de costos, la etapa de molienda es la más significativa en el procesamiento de los minerales (M. Duarte et al, 1998). Durante los últimos 25 años los investigadores han realizado grandes esfuerzos dirigidos hacia el mejoramiento de la eficiencia de este proceso, apoyándose en la modelación y simulación matemática del mismo. Se destacan en estas investigaciones países tales como Sudáfrica, Finlandia, Australia y Canadá. Los modelos utilizados hasta el presente con mayor éxito y difusión para la simulación de la molienda, se basan en el balance de masa de la población de partículas (F. Muller et al, 1999). En dichos modelos juegan un rol esencial dos funciones básicas de la conminución: la función razón específica de la fragmentación y la función de distribución de la fragmentación. La primera, expresa la probabilidad que tiene una partícula de ser fragmentada. Esta función depende de las características del mineral y el equipamiento (Lynch, 1977); la segunda, expresa la distribución de la prógeni de partículas hijas en la fragmentación, antes de que ocurra la refragmentación. Algunos autores al describir la naturaleza de esta función (Lynch, 1977; Prasher, 1987; Austin y Concha, 1994; King, 2001), plantean la tesis de que ella no depende de las condiciones de operación. Particularmente Shoji (1979) señala que los valores de dicha función son insensibles a las condiciones de molienda al menos, en las condiciones normales de operación. En general, estas funciones han sido ampliamente investigadas y aplicadas en la modelación y simulación de los circuitos de molienda, con una gran cantidad de minerales cuya composición sustancial es invariable (cuarzo, cromita, dolomita, magnetita, granito, oro, etc). En el caso de los minerales multicomponentes, es escasa la bibliografía, aunque aparecen algunos trabajos donde se toma como alternativa la de determinar las funciones de la fragmentación para cada componente por separado (Ramírez y Finch, 1980). En el caso particular del mineral laterítico del yacimiento de Punta Gorda (ubicado al este de la provincia de Holguín), estudios preliminares han puesto de relieve la alta complejidad de este tipo de mineral y la conveniencia de tratarlo como un mineral multicomponente, donde la 3 �variación de su composición sustancial está dada por la proporción en que se mezclen las componentes limonítica y serpentinítica, (Coello 1993 a, Coello 1993 b , Coello y Tijonov, 1996). Como parte del programa de perfeccionamiento empresarial de las empresas niquelíferas cubanas, procesadoras del mineral laterítco, surge la necesidad de elevar la eficiencia del proceso de molienda, para lo cual a su vez es imprescindible la modelación y simulación matemática de dicho proceso, sin embargo, en la literatura está poco tratado el tema de la aplicación de la concepción clásica de la modelación a los minerales multicomponentes, con composición sustancial variable, de aquí surge el siguiente problema científico: La alta variabilidad y complejidad de la composición sustancial del mineral laterítico y su clasificación como un mineral multicomponete, limitan la aplicación de la concepción clásica utilizada en la modelación y simulación del proceso de molienda de este tipo de mineral. Sobre la base de este problema, se establece el objeto de la investigación, los objetivos del trabajo y la hipótesis científica. Objeto de estudio: la modelación y simulación del proceso de molienda del mineral laterítco. Campo de acción: modelación y simulación de un mineral multicomponente, con composición sustancial variable. Objetivo general: desarrollar la modelación matemática de la molienda tomando como base el balance de masa de la población de partículas considerando la alta variabilidad de la composición sustancial del mineral laterítico como principal limitante en el empleo de las concepciones clásicas. Objetivos específicos: 1. Determinar el índice de Bond para el mineral laterítico y las regularidades del comportamiento de las funciones de la fragmentación de este mineral. 2. Establecer un procedimiento para la modelación y simulación de la molienda del mineral laterítico con composición sustancial variable. A partir de este diseño metodológico se definen las siguientes tareas de investigación: 1. Establecimiento del estado del arte y sistematización de los conocimientos y teorías relacionadas con el objeto de estudio. 2. Determinación del comportamiento del índice de Bond, para el mineral laterítico con composición sustancial variable. 4 �3. Determinación del comportamiento de las funciones de la fragmentación para la molienda de la laterita con, a escala de laboratorio y en el proceso industrial. 4. Determinación de la variabilidad de la composición sustancial del mineral laterítico , en el proceso de molienda industrial. 5. Establecimiento del procedimiento para la modelación y simulación del proceso de molienda de la laterita, tanto a escala de laboratorio como a escala industrial. Se plantea como hipótesis del trabajo que, si se comprueba que el mineral laterítico presenta una molibilidad variable, entonces para la modelación y simulación matemática del mismo, empleando los modelos basados en el balance de masa de la población de partículas, es necesario utilizar los parámetros de las funciones de la fragmentación en forma de variables, que expresen las regularidades de dichas funciones con respecto al cambio de la composición sustancial del mineral. Consecuentemente con el cumplimiento de los objetivos propuestos y la hipótesis planteada, constituyen novedades y aportes del trabajo las siguientes: 1. Se establecen las regularidades entre las funciones de la fragmentación, el índice de Bond y la composición sustancial variable del mineral laterítico 2. Se realiza la adaptación de los modelos de molienda basados en el balance de masa de la población de partículas, a la molienda de un mineral con composición sustancial variable. Metodología de trabajo. Para la realización del trabajo se tomaron muestras del mineral laterítico en el yacimiento de Punta Gorda, y en el proceso de molienda de la empresa ‘’Cmdte Ernesto Che Guevara’’. Con estas muestras fueron preparadas diferentes mezclas de serpentina y limonita para simular la variación de la composición sustancial del mineral. Las muestras fueron sometidas a ensayos de molienda en molinos de laboratorio y a partir de los resultados obtenidos fueron determinadas la molibilidad de las mismas, los parámetros de las funciones de la fragmentación y las regularidades entre dichas funciones respecto la variación de la composición sustancial del mineral, hecho que fue aprovechado para la formulación de un procedimiento que permite aplicar los modelos del balance de masa de la población de partículas, a un mineral multicomponente con composición sustancial variable. El procedimiento se hizo extensivo al proceso industrial, donde fue validada su efectividad. 5 �I.- MARCO TEÓRICO-CONCEPTUAL Introducción En el presente capítulo se realiza un análisis de los diferentes aspectos relacionados con los temas que son discutidos en la bibliografía consultada, con el fin de disponer de los elementos básicos y de las tendencias actuales que resultan esenciales para el desarrollo del trabajo. Son tratados temas relacionados con las funciones de la fragmentación, con la modelación y simulación matemática del proceso de molienda y con los diversos usos del índice de Bond. Los objetivos específicos de este capítulo son los siguientes: 1. Exponer los fundamentos teóricos de la modelación y simulación matemática del proceso de molienda de los minerales. 2. Analizar los trabajos precedentes relacionados con la modelación y simulación de la molienda del mineral laterítico con composición sustancial variable. 1.1 Generalidades sobre las funciones de la fragmentación. El estado del arte actual, en la modelación y simulación matemática de los proceso de reducción está basado esencialmente en dos conceptos fenomenológicos-mecanicistas, la función de selección o función razón de la fragmentación y la función de distribución de la fragmentación (Epstein, 1947). Estas dos funciones de la conminución son básicas para la representación de un modelo realista y el conocimiento detallado de sus estructuras es esencial para la simulación del proceso La razón específica de la fragmentación S(x), es definida como la fracción de partículas del punto de tamaño x, fragmentadas en la unidad de tiempo. Representa la probabilidad de las partículas de ser fragmentadas (Lynch, 1980). La función de distribución de la fragmentación B (x,y) representa la proporción de partículas inicialmente de tamaño y que aparece en la gama granulométrica menor que x después de la fragmentación. (Lynch, 1980). En los trabajos desarrollados por S. R. Broadbent y T. G. Callcott (1956), A. J. Lynch (1980), E. G. Kelly y D.J Spottiswood (1990), entre otros, están ampliamente tratadas estas funciones de la fragmentación. En los trabajos examinados, relacionados con la determinación de las 6 �funciones de la fragmentación aparecen algunos ejemplos desarrollados para un grupo de materiales (antracita, cuarzo, mica, granito, galena, pirita, calcita, etc) sin embargo no se hace referencia a la determinación de estas funciones para el mineral laterítico con composición sustancial variable, (el término de composición sustancial variable ha sido introducido para denotar las proporciones en que se combinan las componentes mineralógicas fundamentales en un mineral multicomponente, para el caso de la laterita nos referimos a la relación serpentina-limonita). 1.2. Modelos de la molienda, basados en el balance de masa de la población de partículas. La aplicación de las funciones de la fragmentación aparece, en primer lugar, en la ecuación integrodiferencial de la cinética de la molienda (Bass, 1954; Filippov, 1961; Gaudin y Meloy, 1962; Gardner y Austin, 1962): ∞ ∂ M ( x, t ) = − S ( x) M ( x, t ) + ∫ S ( y ) b( x, y ) M ( y, t ) dy ...........................1.1 ∂t x y en la ecuación diferencial: dM i (t ) = − S i (t ) M i (t ) + dt i −1 ∑S j =1 j (t ) bi , j (t ) M j (t ) .................................1.2 Estas ecuaciones constituyen modelos basados en el balance de masa de la población de partículas en régimen estacionario, con tamaño y tiempo continuo. La solución analítica general a la ecuación integrodiferencial es complicada y no ha encontrado una aplicación práctica (Bass, 1954). Diferentes autores han intentado buscar soluciones analíticas más simples utilizando funciones especializadas para las funciones de la fragmentación (Gaudin y Meloy, 1962; Harris, 1968; Austin et al, 1972; Gupta y Kapur, 1976), sin embargo, se mantienen las dificultades para la aplicación práctica, por lo que los investigadores se han inclinado hacia el uso de los modelos de cinética de molienda de tamaño discreto, Bass, 1954; Reid, 1965; Mika , 1967; Austin 1971/72; Olsen, 1972; Whiten, 1974, entre otros. A partir de la expresión (1.2), Bass (1954) ha planteado el modelo: dM i (t ) = − S i M i (t ) + dt i −1 ∑S j =1 j bi , j M j (t ) para i = 1, 2 , 3, ... 7 ..................................... (1.3) �Este es el modelo de la cinética de la molienda que ha encontrado mayor aplicación práctica. Soluciones analíticas al mismo han sido propuestas por Reid, (1965) y Olsen, (1972). Gupta y Kapur (1974), introducen la función reducida de Bass como una ruta alternativa para obtener los parámetros de la molienda: S j Bi , j = Ag ( xi ) = S i .................................... (1.4) y presentan entonces el llamado modelo de la función reducida de Bass, cuya forma matricial es: M (t ) = [Θ(t )] M (0) .............................................. (1.5) v donde M(t) es un vector que representa al producto, M(0) es el vector que representa a la alimentación y Θ(t), es una matriz triangular inferior de orden n x n, llamada la matriz del molino y cuyo elemento Θi,j es la fracción de material inicialmente en el tamaño j, que es encontrada en el intervalo de tamaño i después de sufrir repetidos ciclos de fragmentación durante un período t. Dada la relativa simplicidad de este modelo, el mismo es ampliamente utilizado en la simulación. En la literatura examinada, la mayor parte de los casos en que se han aplicado los modelos del balance de masa de la población de partículas, se refieren a minerales con composición sustancial invariable y de poca complejidad, no obstante aparecen algunos casos de aplicación a minerales multicomponentes de alta complejidad, como el plomo-zinc (Ramírez y Finch. 1980). Para la modelación y simulación de este mineral se determinan las funciones de la fragmentación independientes para cada componente. En esta solución, si se produce una variación de las proporciones de los componentes, entonces esto puede provocar alteración en los resultados durante la simulación del proceso. En sentido general, la teoría sobre la molienda de los minerales multicomponentes se encuentra dispersa en los trabajos de Holmes y Paching (1957), Fuerstenau (1962), Tanaka (1966), Remenii (1974), Tovorov et al (1981), Bilenko (1984, 200), Kapur y Fuerstenau (1988), Coello (1993), Coello y Tijonov (1996). El análisis crítico valorativo sobre estos trabajos arrojan como conclusión que en la molienda de los minerales multicomponentes, los minerales participantes en las mezclas, se muelen de acuerdo a sus propias regularidades individuales, independientes unos de otros (Coello y Tijonov, 2001). En estos trabajos no se hace referencia a la aplicación de los 8 �modelos para un mineral multicomponente con composición sustancial variable, como es el caso del mineral laterítico del yacimiento de Punta Gorda 1.3.- El uso del índice de Bond y de las características energéticas del molino, como herramienta para valorar la eficiencia energética de los circuitos de molienda en operación. El índice de Bond ha sido definido como el parámetro de la reducción de tamaño o dimensional, que expresa la resistencia del material a la trituración y a la molienda (Morrell, 2004). Este índice se ha empleado en la industria desde finales de la década del 20 del pasado siglo XX (Mosher y Tague, 2001). En diversos trabajos se dan indicaciones prácticas para facilitar la determinación del índice de Bond, con diferentes tipos de materiales, Deister (1987), Leving (1989), Lewis y Pearl (1990), Aksani y Sonmez (2000), Aguado (2001), sin embargo no aparecen referencias sobre la determinación de este índice para un mineral de composición sustancial variable como es el caso de la laterita 1.4.- Investigaciones realizadas sobre la molienda de los minerales lateríticos cubanos. En Cuba existen dos plantas procesadoras de las minas oxidadas de níquel y cobalto, ubicadas al nordeste de la zona oriental (empresa ‘’Cmdte Ernesto Che Guevara’’, en Moa y la empresa ‘’Cmdte René Ramos Latour’’, en Nicaro), ambas plantas incluyen la molienda como parte del proceso de preparación de minerales y en las mismas está establecido moler de forma conjunta las fracciones serpentinítica y limonítica a razón de 1:3, sin embargo, en la práctica se observa que es difícil mantener de forma estable esta relación (Llorente, 2003). En ambas plantas se han realizado importantes trabajos dirigidos a investigar la influencia de la carga de bolas del molino sobre los indicadores energotecnológicos del proceso (Coello , 1993); las variables operacionales sobre la productividad (Aldana y Legrá, 1996); la influencia del petróleo aditivo sobre los indicadores energotecnológicos (Llorente y Coello , 2003; Zaldívar y Fajardo, 1999); El comportamiento del consumo específico de energía en la sección de molienda (Laborde , 2003; Laborde et al, 2005); y otros. En todas estas investigaciones, sobre el mejoramiento de la eficiencia energética en el proceso de molienda de la laterita, han sido tratados con profundidad problemas particulares, utilizando diversos métodos, sin embargo, están pobremente tratados los temas relacionados con los modelos de la conminución, con la 9 �determinación del comportamiento de las funciones de la fragmentación, para el mineral laterítico y con la simulación matemática del proceso de molienda. Conclusiones del capítulo I 1. Los fundamentos de la modelación y simulación del proceso de molienda de los minerales se encuentran en dos funciones esenciales: la función de distribución de la fragmentación y la función razón específica de la fragmentación. El comportamiento de estas dos funciones para el caso de un mineral multicomponente, con composición sustancial variable, está pobremente tratado en la literatura. 2. En los trabajos investigativos desarrollados con el mineral laterítico cubano, y en particular, con la laterita de composición sustancial variable, no han sido desarrollados los modelos matemáticos basados en el balance de masa de la población de partículas. 10 �II.- MATERIALES Y MÉTODOS. Introducción La adecuada selección de los métodos y de los materiales es fundamental en todo trabajo investigativo, para garantizar su desarrollo eficaz y la veracidad de los resultados, de ahí que este haya sido uno de los momentos más cuidadoso, en cuanto a la toma y preparación de las muestras, los análisis granulométricos, la aplicación de las metodologías para la determinación del índice de Bond, la determinación de los parámetros de la funciones de la fragmentación, así como para el tratamiento de los resultados. Los objetivos específicos de este capítulo son: 1. Exponer de forma general la planificación de la investigación 2. Caracterizar los principales equipos, medios de medición, y materiales que fueron utilizados, durante el desarrollo del trabajo. 3. Exponer las principales técnicas y procedimientos utilizados durante el trabajo experimental. 2.1.- Diseño de la investigación. Para dar solución al problema planteado, se procedió a la simulación física de la variación de la composición sustancial del mineral laterítico, mediante la preparación de un conjunto de muestras formadas a partir de diferentes mezclas de serpentina y de limonita. A estas muestras se les determinó el índice de Bond, aplicando convenientemente un diseño clásico del experimento, con el fin de conocer los posibles cambios en la naturaleza del mineral con los cambios en la relación serpentina-limonita. Revelada la molibilidad variable del mineral, son determinados los parámetros de las funciones de la fragmentación para las componentes mineralógicas fundamentales y las mezclas, a fin de establecer las regularidades de dichas funciones respecto a los cambios que experimenta el mineral en su composición sustancial. A los modelos clásicos , basados en el balance de masa de la población de partículas, donde los parámetros Sj y Bi,j, por lo general se consideran constantes para un material dado, se les incorporan las regularidades observadas en las funciones de la fragmentación del mineral laterítico, considerando los parámetros variables y se obtiene un nuevo modelo que es validado primeramente en un circuito abierto a escala de laboratorio y luego en un circuito 11 �cerrado industrial, en la planta de Punta Gorda, dando así solución al problema científico planteado. Un amplio programa de muestreo del mineral industrial, así como el estudio del comportamiento energético y de la productividad de una unidad de molienda, permiten realizar una valoración económica sobre el impacto que puede producir la aplicación del procedimiento propuesto para la modelación y simulación del mineral laterítico. 2.2. Principales equipos e instrumentos utilizados durante los ensayos . Durante los ensayos de laboratorio fueron utilizados un pequeño molino cilíndrico de 190 x 245, un molino de Bond (360 x 360); un molino semi-industrial de 430 x 490, un juego de tamices de la serie Taylor ( 40; 25; 20; 18; 10; 8; 5; 3,5; 3; 1,5; 1; 0,85; 0,60; 0,40; 0,30; 0,20; 0.16; 0.074; 0.044 ; mm); una estufa para el secado de las muestras con rango de temperatura de 0 – 350o C, un reloj cronómetro, y otros medios auxiliares. Durante los experimentos realizados en la industria, fue utilizada una unidad de molienda integrada principalmente por el molino de bolas de 3 200 x 5 700, el cual es accionado por un motor sincrónico de 800 kW, y el ventilador de recirculación, que es un ventilador centrífugo con capacidad nominal de 134 000 m3/h, accionado por un motor asincrónico de 400 kW. Para la medición del flujo de aire en el sistema se utilizó un minibarómetro. Las mediciones de los parámetros eléctricos se realizaron mediante dos analizadores de redes: uno tipo PQM (de la serie Multilin) y otro marca ANALYST. Para el análisis de otras variables del sistema como porcentaje de humedad en el mineral, porcentaje de petróleo aditivo, etc, fueron utilizados los resultados que se obtienen diariamente en el laboratorio, con el empleo de los medios propios de la planta. 2.3. - Materiales utilizados y sus características. Para el trabajo experimental fueron utilizadas muestras del mineral laterítico, tomadas directamente en el yacimiento de Punta Gorda, este yacimiento es un típico depósito residual de níquel, cobalto y hierro asociado a una corteza de meteorización desarrollada en forma de un potente manto, esencialmente laterítico, sobre un macizo de rocas ultrabásicas serpentinizadas. La constitución del mineral laterítico se compone de una mezcla de limonita (de carácter terroso) y de serpentinas parcialmente descompuestas y duras. Se seleccionaron muestras de las componentes serpentinítica dura, blanda y de limonita. La limonita aparece como tierra suelta o en terrones de color amarillo; por su parte el material serpentínico 12 �presenta toda la gama desde mineral terroso hasta fracciones de rocas duras de diversos tamaños (Rojas, 1995) Este mineral está acompañado de una humedad promedio de 38%, variando desde un 30 a un 40%. El peso volumétrico del mineral seco “in situ” es de 1,20 t/m3 y el del mineral húmedo “in situ” es de 1,78 t/m3 2.4- Metodología para la determinación de la composición granulométrica La composición granulométrica se determinó por medio del análisis de tamiz. Este análisis se realizó por vía seco-húmeda, mediante el juego de tamices de la serie Taylor con una relación de 2 entre tamices contiguos. 2.5.- Procedimiento para la determinación de los parámetros Sj de la función razón específica de la fragmentación S. Para la determinación de los parámetros Sj de la función razón específica de la fragmentación para los distintos tipos de materiales ensayados, se hizo uso del principio de linealidad, demostrado por Sedlatscheck y Bass (1953), de la función razón específica de la fragmentación respecto a la cantidad de material a ser fragmentado. Así: − [ ] d M j (t )W = S j M j (t )W ........................................ (2.1) dt Si Sj es constante en el tiempo, entonces se puede expresar: [ ] log M j (t ) M j (0) = − 1 S jt 2,3 ó [ ] ln M j (t ) / M j (0) = − S j t .... (2.2) donde M j(0) es la fracción de masa del material de tamaño j para t = 0 (tamaño de alimentación). Entonces si log Mj(t) se plotea contra t, resulta una línea recta de pendiente Sj /2,3 ó -Sj. Los ensayos de molienda, necesarios para la obtención de las ecuaciones de regresión, fueron simulados con la ayuda del modelo cinético acumulativo. 2.6. Procedimiento para la determinación de los parámetros Bi,j de la función de distribución de la fragmentación B. En este trabajo fue utilizado el método de determinación indirecta, con alimentación de partículas de un solo tamaño, y en específico el método modificado de Kapur con los parámetros concentrados G y H. El procedimiento se basa en esencia en realizar ensayos de 13 �molienda para diferentes tiempos y con los resultados obtener un conjunto de ecuaciones de regresión como la (2.). Al utilizar como alimentación un monotamaño, el segundo término de la ecuación se hace cero y los interceptos en la ordenada dan directamente los valores de los parámetros Bi,1. ln Ri ( t ) ln R1 ( t ) = B i ,1 − Hi 2 S1 t .................................... (2.3) Los ensayos de molienda fueron simulados con ayuda del modelo cinético acumulativo, previa validación del mismo. 2.7.-Procedimiento para la determinación del modelo cinético acumulativo. Para la determinación de los parámetros de los modelos de los materiales ensayados, primeramente fue investigada la granulométrica inicial del material (para t = 0) y luego se procedió a realizar la molienda de las muestras para diferentes tiempos. En todos los casos las muestras fueron de 1200 g Los valores del parámetro cinético k, para cada tamaño, fueron determinados a partir de una regresión lineal de los valores del retenido del material en el tiempo, con un ajuste de la forma: lnW(x,t) − lnW(x,0) = k t Los valores de C y de ........................................... (2.4) n para cada tamaño se calculan a partir de los valores de k estableciendo una regresión lineal, con un ajuste de la forma: ln k = ln C + n ln x ................................................. (2.5) 2.8.- Toma de muestras en el proceso industrial. La toma de muestras en el circuito industrial se realizó en 5 puntos que se corresponden con con gi (alimentación fresca al molino, en la banda transportadora de alimentación); fi (entrada al molino); pi (descarga del molino); fc (material de retorno al molino); y qi (producto final, muestreado en la descarga de los ciclones primarios y secundarios). Las muestras fueron tomadas en el sentido del flujo, con 5 réplicas, dejando transcurrir 25 minutos entre cada campaña. En cada punto se tuvo en cuenta la masa mínima de la muestra. 14 �Conclusiones del capítulo II 1. El diseño de la investigación, garantiza adecuadamente el tratamiento del problema planteado y fue concebido sobre la base de simular a escala de laboratorio la composición sustancial del mineral laterítico, utilizar los modelos del balance de masa de la población de partículas en esta simulación, mediante un procedimiento elaborado con este fin y luego extender la experiencia hacia el circuito cerrado industrial. 2. La selección y procesamiento del material de trabajo, durante los experimentos, con la aplicación de técnicas y de métodos reconocidos así como el empleo de equipos e instrumentos de medición en perfecto estado técnico y certificados, han garantizado la calidad y la veracidad de los resultados. 3. La aplicación de las metodologías para la determinación de las funciones de la fragmentación del mineral laterítico, constituyeron la esencia del trabajo experimental y los resultados obtenidos fueron satisfactorios. III.- RESULTADOS Y DISCUSIÓN DEL TRABAJO EXPERIMENTAL DE LABORATORIO Introducción La determinación del índice de Bond constituye el método clásico más fiable de caracterización de un material ante la molienda, en un circuito cerrado, por ello constituye la etapa de partida en este trabajo, para luego profundizar en el estudio del comportamiento de las funciones de la fragmentación con relación a la naturaleza del mineral. Los objetivos específicos de este capítulo son los siguientes: 1. Determinar el comportamiento del índice de Bond y de las funciones de la fragmentación del mineral laterítico con composición sustancial variable. 2. Valorar el comportamiento de la productividad del molino de bolas frente a la variación de la composición sustancial del mineral. 3. Determinar la variabilidad de la composición sustancial del mineral laterítico, en el proceso tecnológico. 15 �3.1.- Determinación del índice de Bond para el mineral laterítico, con una composición sustancial variable. El índice de Bond fue determinado para las componentes serpentinítica, limonítica y para diferentes mezclas. Se utilizó el método clásico de forma directa (Deister, 1987) y de forma indirecta, mediante simulación de los ensayos con el modelo cinético acumulativo (B. Aksani y Sonmez, 200; Aguado, 2003). En la figura 3.1 se muestran los resultados obtenidos. Se observa una fuerte relación entre el índice de trabajo y la variación de la composición sustancial del mineral (nótese el coeficiente de determinación R2 = 0.95). Interpretando el concepto del índice de Bond dado por Morrell (2004), los resultados obtenidos muestran un aumento de la resistencia del mineral a ser molido a medida que se incrementa la componente limonítica en la mezcla. A diferencia de otros materiales, como la caliza, el feldespato, la mica, la celestina, el clinker, etc, ensayados por otros investigadores (Deister, 1987; Lewis et al, 1990,;Levin, 1990; Laplante, 1993; Aksani y Sonmez, 2000; Aguado, 2003; y otros) los cuales presentan un valor único del índice de trabajo, en el caso de la laterita se revela la particularidad de que este índice varía en dependencia de la composición sustancial del mineral. Indice de trabajo Wi, kWh/t 25 20 15 10 y = 0,1937x + 0,1109 2 R = 0,9539 5 0 0 20 40 60 80 100 Contenido de serpentina Cs, % Fig. 3.1. Dependencia del índice de trabajo en función del contenido de serpentina en el mineral laterítico. 16 �3.2. Determinación de los parámetros del modelo cinético acumulativo. Durante la determinación de los parámetros del modelo cinético acumulativo, ser observó una alta correlación entre el parámetro Cm del modelo y la relación serpentina-limonita. La relación inversa (con un coeficiente de determinación R2 = 0.97) ha sido propuesta como una vía para estimar la proporción en que se combinan las dos componentes mineralógicas fundamentales en una muestra de mineral laterítico. De acuerdo a esta hipótesis se obtiene una dependencia como la que se muestra en la figura 3.2, y que puede ser expresada analíticamente según la fórmula (3.1). Cs = 1.9595 Cm − 0.7649 % ........................ .3.1 El método propuesto fue comparado con el método de análisis mineralógico, con el empleo de técnicas de rayos X, y se obtuvieron los resultados que se muestran en la tabla 3.1. Como se observa los resultados obtenidos por uno y otro método son semejantes, con lo cual queda validado el modelo de la expresión (3.3), como una forma de análisis de la composición sustancial del mineral, mediante ensayos de molienda. Contenido de serpentina, % 100 90 80 -0,7649 y = 1,9595x 2 R = 0,9682 70 60 50 40 30 20 10 0 0,0000 0,0200 0,0400 0,0600 0,0800 0,1000 Parámetro Cm Fig. 3.2 Relación inversa de la dependencia entre el parámetro Cm y la composición sustancial. 17 �Tabla 3.1 Comparación de los resultados obtenidos mediante análisis mineralógico y mediante ensayos de molienda. Contenido de serpentina, % No Molienda Rayos X 1 31,5 32,5 2 25 25,5 3 37 35,5 Dif, % -1 -0,5 1,5 3.3 Determinación de los parámetros de la función razón específica de la fragmentación, S, para el mineral laterítico. Al aplicar el procedimiento descrito en el epígrafe 2.5, para las dos componentes fundamentales del minera laterítico y para las mezclas previamente preparadas, se obtuvo un comportamiento de la función razón específica de la fragmentación como el que se muestra en la figura 3.3. Como puede apreciarse, los parámetros de la función razón específica de la fragmentación para las mezclas ocupan un lugar intermedio con respecto a los parámetros de las dos componentes mineralógicas fundamentales. Se aprecia un aumento de los Sj con la disminución del contenido de serpentina en el mineral y viceversa por lo que mientras menor sea el contenido de serpentina en el mineral el proceso de desmenuzamiento transcurre a una mayor velocidad. Aquí se aprecia la semejanza entre el parámetro Cm, del modelo cinético acumulativo y los parámetros Sj de la función razón específica de la fragmentación. Al investigar la relación entre los parámetros Sj y la composición sustancial del mineral se obtuvo la expresión: S j = [− 0.0288 ln( x ) + 0.0238 ] ln C s + 0.1774 ( x ) 0.2345 ....... 3.2 j = 1, 2, ..., 10 x: tamaño del tamiz correspondiente, en µm Cs: contenido de serpentina en el mineral, en % La expresión (3.2) sintetiza la regularidad observada entre los parámetros de la función razón específica de la fragmentación y la variación de la composición sustancial del mineral 18 �Razón específica de fragmentación, 1/min. 0,8 serpentina 100% 0,7 0,6 mezcla de serpentina 85%, limonita 15% 0,5 mezcla de serpentina 75%, limonita 25% 0,4 mezcla serpentina 50%, limonita 50% 0,3 mezcla serpentina 25% limonita 75% 0,2 mezcla de serpentina 10%, limonita 90% 0,1 limonita 100% 0 0 500 1000 1500 2000 2500 Tamaño de las partículas, micrones Fig.3.3 Comportamiento de la función razón específica de la fragmentación S(x), para las componentes fundamentales y las mezclas. 3.4 Determinación de los parámetros de la función de distribución de la fragmentación, B, para el mineral laterítico. Al aplicar el procedimiento explicado en el epígrafe 2.6 se obtuvo un comportamiento de la función de distribución de la fragmentación como el que se muestra en la figura 3.4. Como se observa, los parámetros Bi,j para las mezclas, quedan comprendidos entre los límites definidos por los parámetros de las dos componentes mineralógicas fundamentales. Este resultado concuerda con el obtenido por Coello y Tijonov (1996), durante la investigación de la cinética de las mezclas. Entre los parámetros de la función de distribución de la fragmentación y la composición sustancial de mineral pudo ser establecida una dependencia como la que se muestra en la expresión (3.3). 19 �1,2 serpetina 100% función de fractura, u 1 mezclas de serpentina 85%, limonita 15% 0,8 mezclas de serpentina 75!%, limonita 25% mezclas de serpentina 50%, limonita 50% 0,6 mezclas de serpentina 25%, limonita 75% 0,4 mezclas de serpentina 10%, limonita 90% limonita 100% 0,2 0 0 200 400 600 800 1000 1200 tamaño de las partículas, micrones Fig. 3.4. Comportamiento de la función de distribución de la fragmentación B. [ ] Bi , j = 10 − 6 ( x) − 0.0035 Cs + 0.1683 ( x) 0.2346 ............ 3.3 i = 2, 3, ....., 10 x : tamaño del tamiz, en µm Cs: contenido de serpentina, en % La expresión (3.3) sintetiza la regularidad observada entre la función de distribución de la fragmentación y la variación de la composición sustancial del mineral. 3.5 Variación de la composición sustancial del mineral laterítico en el proceso industrial. La valoración de la variabilidad de la composición sustancial del mineral laterítico en el proceso industrial, ha sido sustentada en el análisis de la variación de la granulometría del mineral en un período de cinco meses y mediante análisis de molienda según el procedimiento explicado en el epígrafe 3.2. Se observó como promedio un 16 % de contenido en peso de la 20 �clase + 5.00 mm, que corresponde a partículas de serpentina y por otro lado se determinó que el mineral de alimentación a los molinos posee un contenido de serpentina aproximadamente de un 32 %, valor que está por encima del establecido según las normas para esta planta (25 %). 21 �Conclusiones del capítulo III 1. A medida que aumenta la componente serpentinítica en la mezcla, aumenta el valor del índice de Bond, según una dependencia lineal con un coeficiente de determinación de 0.95. Esta regularidad evidencia un cambio en la naturaleza del mineral, y de hecho, en el comportamiento de las funciones de la fragmentación. 2. Han sido establecidas, como regularidades, las dependencias de los parámetros de las funciones de la fragmentación, con respecto a la variación de la composición sustancial del mineral, con un coeficiente de determinación de 0.97 3. Se observa como una regularidad que, a medida que aumenta la componente serpentinítica en la mezcla disminuye la productividad del molino. Esta regularidad se manifiesta como una dependencia lineal, con un coeficiente de determinación de 0.98. 4. Ha sido demostrado que, en el proceso tecnológico la variación de la composición sustancial del mineral, es un hecho característico. IV.- MODELACIÓN DE LA MOLIENDA SECA DEL MINERAL LATERÍTICO CON COMPOSICIÓN SUSTANCIAL VARIABLE Introducción. La simulación incuestionablemente es una herramienta muy útil en la tecnología de los procesos, sobre todo si el modelo del proceso satisface la precisión requerida en tales casos, y más aún si los parámetros del modelo pueden ser determinados en el laboratorio o en la planta industrial (Benzer et al, 2001). La mayoría de los algoritmos, utilizados para la simulación de los circuitos de molienda, basados en el balance de masa de la población de partículas en estado estacionario, utilizan una matriz del molino con los parámetros delas funciones de la fragmentación constantes, por cuanto las funciones de la fragmentación una vez determinadas permanecen invariables para el material dado. El mineral laterítico por ser un mineral constituido esencialmente por dos fracciones mineralógicas que se distinguen por la diferencia en sus propiedades físicas y fisico-mecánicas, impone la necesidad de reconsiderar este último elemento. Como se demuestra más adelante en este capítulo, la no consideración de estas especificidades del mineral en cuestión, trae consigo grandes desviaciones entre los resultados observados y los modelados. La variabilidad de la composición sustancial de este mineral es 22 �un hecho a considerar de manera importante en la modelación de la molienda seca de las lateritas. Para resolver este problema, hemos incorporado a los algoritmos clásicos, las regularidades observadas en el comportamiento de las funciones de la fragmentación con respecto a las variaciones de la composición sustancial del mineral. Los objetivos específicos de este capítulo son: 1. Modelar la molienda del mineral laterítico con composición sustancial variable, en un circuito abierto y circuito cerrado similar al esquema industrial de la planta de Punta Gorda. 2. Valorar la influencia de la variación de la composición sustancial del mineral sobre la productividad y el consumo específico de energía en el circuito de molienda industrial. 4.1.- Modelación de la molienda seca del mineral laterítico con composición sustancial variable. La modelación de la molienda seca fue desarrollada por los algoritmos expuestos en las figura 4.1 y 4.4. Su principal ventaja es que los parámetros del modelo pueden ser determinados offline en pruebas de laboratorios sencillas. Su distinción con respecto a los expuestos en trabajos anteriores (Benzer et al, 2001; King, 2000; Austin et al, 1984 y otros) radica precisamente en sostener variable los parámetros de las funciones de la fragmentación en dependencia de la composición sustancial de la alimentación al molino, 4.1.1.- Modelación de la molienda seca del mineral laterítico en un circuito abierto. El algoritmo elaborado para tal efecto aparece en la figura 4.1. Al aplicar este algoritmo para la modelación de la molienda de las componentes fundamentales y de las mezclas se obtuvo el resultado que aparece en la figura 4.2, para el caso particular de la clase –0.074 mm, como se aprecia existe una buena correspondencia entre los valores observados y los estimados. 23 �Datos Q1,Ma0, Ma1,Ma2, Ma3, xi, Tr1 Modelo cinético W(x,t) = f (Cm, n) Composición sustancial Cs = f (Cm) Parámetros Bi, Bi,j = f (Cs) Sj = f (Cs) Elementos de la matriz Xi,j = f (Bi,j, Sj, Tr) Producto M(t) = [X(t)]v M(0) M(x); γ + 0.060 ,γ - 0.074 , Tr , v No γ + 0.060 ≤ 5 γ -0.074 ≥ 80 v = Q1/Q2 Q2, Tr2 Si M(x); Tr, v γ + 0.060 , γ -0.074 Fig. 4.1 Esquema para la modelación y simulación del circuito abierto 24 �Peso acumulado en la clase - 0,074, % 80 70 obs cal 60 50 40 30 20 10 0 25 35 50 75 100 Cont de serpentina, % Fig. 4.2 Comportamiento de la clase - 0.074 en la descarga del molino. Al aplicar una matriz del molino única (concepción clásica) para este tipo de mineral, con variación de su composición sustancial se obtienen los resultados que se muestran en la tabla 4.1, donde se ha tomado como referencia de matriz única, la correspondiente a la mezcla que contiene el 25 % de serpentina. Se aprecia el incremento de las diferencias entre los valores calculados y observados a medida que nos alejamos de la matriz de referencia, lo que evidencia la inconsistencia de la concepción clásica en este caso. Tabla 4.1 Comportamiento del error al estimar el contenido de las clases en la descarga del molino, al utilizar el método clásico. Contenido de serpentina en la mezcla, % Tamaño, mm 35 50 75 100 Error + 0.160 -0.074 -0.044 -2,0 3,0 15,0 28,0 -2,0 -10,0 -20,0 -26,0 -4,0 -7,0 -18,0 -23,0 25 �4.1.2 Validación del modelo La validación del modelo se realizó mediante las pruebas estadísticas F, de Fisher y la t, de Student, para ambos casos los valores calculados fueron: Fcal = 1.12 y tcal = 0.03 , frente a los valores críticos Fcrí(0.95) = 6.4 y tcri(0.025) = 2.3. Con estos resultados se demuestra que el, procedimiento propuesto es válido para la modelación de la molienda del mineral laterítico, utilizando los modelos basados en el balance de masa de la población de partículas y que da solución al problema planteado para el caso del circuito abierto. 4.1.3 Simulación del circuito abierto. Para la simulación de la molienda en el circuito abierto, con la aplicación del modelo propuesto, en el esquema de la fig. 4.1, se ha incorporado un lazo que recoge las variaciones de la cantidad de mineral en la alimentación (Q) y del tiempo de retención (Tr). Las variaciones de Q, son simuladas a través del parámetro v, considerando la molienda como un proceso de etapas repetitivas (Lynch, 1980). Con el aumento del tiempo de retención aumenta el pasante acumulativo para las clases más gruesas, como se muestra en la fig. 4.3, al simular la molienda para una mezcla con un 25 % de serpentina, para t = 5 y t = 10 min. 100,0 pasante acumulativo, % 90,0 80,0 70,0 fobs5 60,0 fcal5 50,0 fobs10 40,0 fcal10 30,0 20,0 10,0 0,0 0 0,5 1 1,5 2 2,5 tamaño, x, mm Fig. 4.3 Simulación de al molienda en el circuito abierto, variando el tiempo de retención. 26 �Se aprecia una diferencia muy pequeña entre los valores observados y los calculados. El error en la mayor parte de los casos no sobrepasa el 5 %, lo que evidencia la validez del algoritmo propuesto para la simulación de la molienda en el circuito abierto. 4.2. Modelación de la molienda del mineral laterítico en un circuito cerrado. Se procedió a realizar un análisis similar para un circuito cerrado industrial, aplicando una metodología semejante a la propuesta para el circuito abierto, aunque con ciertas particularidades. Se tiene en cuenta el escalado de los parámetros de S(x) y se incorporan las regularidades de las funciones de la fragmentación al modelo básico, donde se incluye el modelo de la función reducida de Bass, por ser uno de los modelos del balance de la población de partículas, en estado estacionario, con tamaño discreto y con tiempo continuo que tiene mayor difusión y a través del cual se logra un nivel avanzado de simulación. La distribución de tamaño del producto es estimada mediante la expresión: Pi = (1 + C ) (1 − s i ) θ (t ) M i (0) ..................... (4.1) donde, θ (t): matriz del molino formada por los términos θ i, j =e − Bi , j S j t Mi (0): fracción de masa de las partículas en la alimentación al molino Al aplicar el procedimiento propuesto para la modelación del circuito cerrado, bajo diferentes condiciones de operación de la unidad de molienda (flujo de Alimentación Q, flujo de aire a través del molino, Qa, ángulo de inclinación de las paletas del separador α, carga circulante composición sustancial del mineral, Cs) se obtienen los resultados que se muestran en la figura 4.5. Como se puede apreciar, existe gran semejanza entre los valores observados y los estimados mediante el modelo, lo que fue reafirmado mediante las pruebas estadísticas F de Fisher y la t de Student, Se demuestra así que el modelo propuesto es una solución para la aplicación de los modelos basados en el balance de masa de la población de partículas, en el caso del mineral laterítico con composición sustancial variable. 27 �Datos Q1, Qa, Qa(x), Xia, Xi, M2, Ma0, Ma1, Ma2, Ma3, Tr, , si, C Modelo cinético acumulativo W(x,t) = f(Cm,n) Composición sustancial Cs = f(Cm) Parámetros Bi,j y Sj Bi,j = f (Cs) Sjlab = f (Cs) Escalado de los Sjlab Sjind = Z1 Z2 Z3 Z4 Z5 Sjlab Tiempo de retención Tr2 Tr2 = f (C, Qa) Elementos de la matriz Xi,j = f(Sjind, Bi,j, Tr) C, si, Qa2 Modelo básico No γ + 0.160 ≥ γ1 γ - 0.074 ≥ γ2 γ - 0.044 ≤ γ3 Indice operacional W = f (Cs) Sí Con específco Wu = f (Q) Nuevo flujo Q2 = f(W) Número de ciclos v = f (Qa, Q2) Salidas Q, C, Wu, γp Fig. 4.6 Esquema para la modelación y simulación del circuito cerrado Fig. 4.4 Esquema del ircuito cerrado. 28 �% en peso acumulativo 90 80 70 60 obs(+0,160) 50 40 cal(+0,160) obs(-0,074) 30 cal(-0,074) 20 10 0 18 19 25 27 32 36 38 Contenido de serpentina, Cs, % Fig.4.5 Modelación del circuito cerrado, bajo diferentes regímenes de operación. Productividad relativa, Q 1,4 1,2 1 0,8 0,6 0,4 0,2 0 0,0 10,0 20,0 30,0 40,0 50,0 60,0 Contenido de serpent, Cs, % Fig. 4.6 Dependencia de la productividad del molino industrial, respecto a la variación de la composición sustancial del mineral. 29 �Durante la investigación del comportamiento energético de la unidad de molienda y de la productividad se aprecia que la diferencia entre el índice operacional y el consumo específico de energía observado, se encuentra alrededor de un 80 %, aún considerando el posible error que se comete con el método de Bond (hasta un 20 %). Este hecho pone en evidencia un consumo de energía excesivo en el proceso de molienda industrial, al no tomarse en consideración la modelación y simulación del proceso, sobre la base de la variación de la composición sustancial del mineral. Se observa una disminución de la productividad del molino con el aumento del contenido de serpentina en el mineral (ver fig.4.6). 4.4 Simulación del circuito cerrado. Al añadir al modelo propuesto, los elementos discutidos más arriba, sobre la productividad del molino y sobre el consumo energético, se obtiene un algoritmo como el que se muestra en la figura 4.4, con el cual a partir de un muestreo en las condiciones de operación del circuito cerrado industrial, es posible predecir, mediante la simulación, no sólo el comportamiento del contenido de las clases en el producto fino, sino también el comportamiento de variables tan importantes como la productividad, el índice operacional y el consumo específico de energía real del molino. Según el esquema, la simulación permite comparar el contenido estimado de las clases en el producto final con el contenido establecido por normas para este proceso ( ϒ +0.160 ≤ 5 % ; 80 % ≤ γ -0.074 ≤ 85 %; γ -0.044 ≤ 75 %) y en caso de alejamiento de las clases de salida, respecto a las normadas, puede ser tomada una primera decisión de lograr un mejor régimen de operación variando la carga circulante, de no lograrse el ajuste deseado, entonces una segunda decisión puede consistir en reducir un tanto el flujo de alimentación hasta lograr resultados aceptables. De las tres condiciones que establecen las normas la fundamental se refiere a la clase –0.074 mm, mientras que las otras dos son complementarias. El no cumplimiento de la condición para la clase – 0.044 mm trae como consecuencia la sobremolienda, con sus efectos negativos en el circuito (Coello, 1993). En la tabla 4.2 se recogen los resultados que se obtienen al simular el circuito, primeramente con un aumento del flujo de alimentación (con lo que se obtiene una respuesta no satisfactoria en las clases de salida) y luego con un aumento de la carga circulante y disminución del flujo de alimentación (se obtiene una respuesta satisfactoria). La simulación del circuito con la aplicación del modelo propuesto, conduce a un mejoramiento significativo de los indicadores energotecnológicos del proceso. 30 �Tabla 4.2. Resultados obtenidos durante la simulación del circuito cerrado. Régimen de trabajo actual Prod, Q, t/h 50,0 Carg. Circ. Clase γ + 0.160 Clase γ - 0.074 Clase γ - 0.044 Con esp We C, % % % % kWh/t 77,0 10,0 84,4 70,8 13,0 70,0 7,6 Simulación variando la productividad 86,0 77,0 13,1 76,0 Simulación variando Carga circulante y la productividad 70,0 87,0 10,7 84,0 74,0 10,3 4.5.- Valoración económica De ser aplicado el procedimiento que hemos propuesto en este trabajo, para la modelación y simulación de la molienda con la aplicación de los modelos basados en el balance de masa de al población de partículas, entonces pueden lograrse reducciones del consumo específico de energía en el orden de un 35 % para el molino y de un 30 % para la unidad de molienda (incluye el ventilador de recirculación) Tomando en consideración las condiciones actuales de operación de las unidades de molienda, las reservas energéticas y productivas detectadas en el sistema y las tarifas eléctricas, de ser aplicada la modelación y simulación en la planta objeto de estudio, según el procedimiento propuesto en este trabajo es posible alcanzar los beneficios económicos que aparecen en la tabla 4.3. 31 �Tabla 4.3 Efecto económico posible a alcanzar mediante la aplicación del procedimiento propuesto. Observado Estimado Product Consumo Increm Reduc Product Consumo media, esp de la media, Qmed, t/h unidad, Wu, 15,0 Ahorro de anual, la del con costo, % MUSD esp de la de Qmed, unidad, prod Q, esp t/h Wu, % Wu , % kWh/t kWh/t 73,0 Reducc 85,0 13,0 11 13 17 337,4 Conclusiones del capítulo IV 1. La simulación de la molienda del mineral laterítico, con composición sustancial variable, en un circuito abierto, utilizando los modelos matemáticos del balance de masa de la población de partículas, es posible siempre y cuando sea utilizada una matriz del molino, cuyos elementos varíen en función de la composición sustancial del mineral. 2. Para la simulación de la molienda del mineral laterítico, en el circuito cerrado industrial, empleando los modelos del balance de masa de al población de partículas, puede aplicarse un procedimiento similar al propuesto para el circuito abierto, tomando los mismos parámetros de la función de distribución de la fragmentación hallados a escala de laboratorio y escalando los parámetros de la función razón específica de la fragmentación. 3. La variación de la composición sustancial del mineral laterítico, en el proceso industrial, tiene una marcada influencia sobre la productividad y sobre el consumo específico de energía de la unidad de molienda. El hecho de tener en cuenta este factor, durante la modelación y simulación del proceso, puede permitir una disminución significativa del costo de producción. 32 �CONCLUSIONES GENERALES 1. A medida que aumenta la fracción serpentinítica en el mineral laterítico, aumenta el valor del índice de Bond, según una dependencia lineal. Esta regularidad evidencia la variación de la molibilidad del mineral con la variación de su composición sustancial. 2. Las regularidades observadas en el comportamiento de las funciones de la fragmentación, respecto a la variación de la composición sustancial del mineral laterítico, dada por la relación serpentina-limonita, han sido expresadas a través de una dependencia logarítmica con un coeficiente de determinación de 0,97 para el caso de la razón específica de la fragmentación y por una dependencia lineal con igual coeficiente de determinación para el caso de la función de distribución de la fragmentación. 3. La aplicación de las concepciones clásicas de los modelos de molienda, basados en el balance de masa de la población de partículas, en el caso del mineral laterítico, es posible cuando los parámetros de las funciones de la fragmentación se consideran variables que expresan las regularidades de dichas funciones con respecto a la variación de la composición sustancial del mineral. 4. El procedimiento propuesto para la modelación y simulación de la molienda de la laterita con composición sustancial variable, resuelve las limitaciones encontradas para aplicar las concepciones clásicas de modelación a este tipo de mineral y se demuestra el impacto económico que puede producir la aplicación de este procedimiento en un proceso industrial, ascendente al ahorro de 337,4 MUSD anualmente, por concepto de racionalización en el portador energético, así como en otros beneficios adicionales de carácter económico, social y medioambiental. 33 �RECOMENDACIONES 1. Dar continuidad al trabajo con la elaboración de un software para la aplicación del procedimiento propuesto. 2. Utilizar este trabajo como una base de conocimiento en la automatización del proceso de molienda en la empresa ‘’Cmdte Ernesto Che Guevara’’. 34 �REFERENCIAS BIBLIOGRAFICAS 1. Aguado M. J., Aplicación de la simulación matemática a la determinación de consumos energéticos en fragmentación. (Tesis doctoral) Universidad de Oviedo, 2003. 2. Aksani. B y Sonmez B. Simulation of Bond grindability test by using cumulative based kinetic model. Minerals Engineering,. Vol 13. No. 6. pág 673-677. 2000 3. Aldana S. Eugenio y Legrá L. Angel. Optimización de la productividad y la fineza de la molienda en la planta de preparación de minerales de la empresa ‘’Cmdte Ernesto Che Guevara’’. Centro de Investigación de la Laterita, Moa, Holguín, 1996 4. Andreiev, S. E. Andreiev; V. A. Perov; V. V. Zverievich. Trituración, desmenuzamiento y cribado de los minerales. Editorial Mir, Moscú, 1980. 5. 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Diagnóstico energético del proceso de molienda de la laterita. Minería y Geología Vol XIX, No. 3 – 4 .del 2004. 56. Laplante, A. R, U. Prasad, R. E. Mc Ivor y J. A. Finch. Error análisis for Bond work index determinations. Part 2. Minerals Engineering. Vol 6. No 5. pp – 509 – 521. 1993. 57. Levin, J. Observations on the Bond standard grindability test for the fine materials. Mineral and Metallurgical Processing., Vol 89, No 1 , pp. 13-21. 1990 38 �58. Lewis, K. A., M. Pearl and P. Tucker. Computer Simulation of the Bond grindability test. Minerals Engineering., Vol 3, No. ½ , pp. 199-206. 1990 59. Luckie, P. T., y Austin, L. G.A review introduction to the solution of the grinding equations by digital computation. Mineral Science Engineering,. Vol 4. pág 24-51. 1972 60. Lynch, J. A. Circuitos de trituración y molienda de minerales. Editorial Rocas y Minerales, Madrid, 1980. 61. Lynch A. J., Mineral Crushing and Grinding Circuits. Their simulation, optimisation, design and control. T1. Elsevier . Scientific Publishing Company. Amdertam, Oxford. N.Y.1977. 62. Llorente Luis Arce. Proyección para el incremento de la productividad hasta 50 000 t de níquel más cobalto en la instalación de molienda de la empresa ‘Cmdte Ernesto Che Guevara’. Tesis de Maestría, ISMM, Moa, 2003. 63. Machado, M. R, Kinetic models for the simulation of crushing circuits. Mining Engineering Vol 3, No 1/2 pp. 165 – 180. 1990. 64. Malghan, S. G. and Fuerstenau, D. W., The scale up of ball mills using population balance models and specific power input. Dechema Monograph 79, 613 – 630, 1976. 65. Marchand, J. C., Hodouin, D., and Everell, M. D. RTD and mass transport characteristics of large industrial grinding mills. Proc 3 rd Int. Fed. Automatic Control Symp, Montreal, 295-302. 1980. 66. Mason D. Robert; Lind A. Douglas; Marchart C. William. Statistics- an introduction (fourth edition). Sanders College Publishing. Universidad de Toledo, U.S.A. 1994. 67. Mehta, R. K., S. K. Dhar and R. R. 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Departamento de Investigaciones y Desarrollo, empresa del níquel ‘ Cmdte René Ramos Latour’, Nicaro, 1998. 40 �86. Zaldívar H. Gaspar, Fajardo M. Andrés. Prueba para la determinación de la influencia del petróleo aditivo y de las características del mineral sobre la productividad de los molinos. Informe técnico. Centro de Investigación de la Laterita, Moa, 1999. PRODUCCIÓN CIENTÍFICA DEL AUTOR RELACIONADA CON LA TESIS DOCTORAL Ponencias presentadas en eventos científicos: 1. Optimización del proceso de molienda del mineral laterítico en la empresa ‘Cmdte Ernesto Che Guevara’ SIE 2001, Universidad Central de Las Villas. 2. Diagnóstico energético en la sección de molienda de la empresa ‘Cmdte Ernesto Che Guevara’. SIE 2003. Universidad Central de Las Villas. 3. Normación del consumo de energía eléctrica en la molienda de la laterita. FIE 2002, Universidad de Oriente. 4. Diagnóstico energético en la sección de molienda de la empresa ‘Cmdte Ernesto Che Guevara’. XV Forum de Ciencia y Técnica (relevante a nivel Municipal). 5. Influencia de la relación serpentina-limonita sobre los indicadores energotecnológicos en el proceso de molienda del mineral laterítico. CIER 2005. 6. El consumo de energía eléctrica en el proceso de molienda del mineral laterítico. CIMEI 2004. 7. El consumo de energía eléctrica en el proceso de molienda del mineral laterítico. CINAREM 2004. Publicaciones de ponencias presentadas en eventos científicos: 1. Optimización del proceso de molienda del mineral laterítico en la empresa ‘Cmdte Ernesto Che Guevara’ SIE 2001, Universidad Central de Las Villas. (ISBN) 2. Diagnóstico energético en la sección de molienda de la empresa ‘Cmdte Ernesto Che Guevara’. SIE 2003. Universidad Central de Las Villas. (ISBN) 3. Normación del consumo de energía eléctrica en la molienda de la laterita. FIE 2002, Universidad de Oriente. (ISBN) 41 �4. El consumo de energía eléctrica en el proceso de molienda del mineral laterítico. CINAREM 2004. (ISBN) 5. Influencia de la relación serpentina-limonita sobre los indicadores energotecnológicos en el proceso de molienda del mineral laterítico. CIER 2005. (ISBN) Publicaciones en revistas científicas 1. Productividad y Eficiencia energética en el proceso de molienda del mineral laterítico. Revista Minería y Geología. Vol XVII, No. 2 del 2001. 2. Diagnóstico energético del proceso de molienda de la laterita. Minería y Geología Vol XIX, No. 3 – 4 .del 2004. Trabajos de diplomas dirigidos , relacionados con la tesis doctoral. 1. Estudio de las características energéticas de una unidad de molienda de mineral laterítico en la empresa ‘’Cmdte Ernesto Che Guevara’’. Fredy González Fernández. ISMM. Dpto de Eléctrica. 2000. 2. Simulación del proceso de molienda del mineral laterítico a escala de laboratorio. Carlos M. Rojas Jomarrón . ISMM. Dpto de Eléctrica. 2002. 3. Comportamiento energético del proceso de molienda , en la empresa ‘’Cmdte Ernesto Che Guevara’’. Rodolfo Pérez Pérez y Alexis Rodes Condis., ISMM, Dpto de Eléctrica, 2003. 4. Consumo energético del proceso de molienda de la empresa ‘’Cmdte René Ramos Latour’’. José M. Vargas Estévez. ISMM, Dpto de Eléctrica. 2003. 5. Modelación a escala de laboratorio del proceso de molienda del mineral laterítico, procedente del yacimiento de Punta Gorda. Yusmay Núñez González y Zolnier Pérez González. ISMM. Dpto de Metalurgia. 2003. 6. Consumo electroenergético en el proceso de molienda a escala de laboratorio. Lilia Encinas Bertolín y Luis E. Santiesteban Powery. ISMM, Dpto de Eléctrica. 2003. 7. Determinación de las funciones de la fragmentación para el mineral laterítico. Alexander Garcés Rigñag y Yulio Feria Tamayo. Dpto de Metalurgia. 2003. 8. Determinación del índice de trabajo o índice de Bond para el mineral laterítico. Yosbany Reina Licea. ISMM. Dpto de Metalurgia. 2004. 42 �9. Procedimiento para la regulación de la alimentación de los molinos de bolas en la empresa ‘’Cmdte Ernesto Che Guevara’’Nersy Fonseca. ISMM. Dpto de Eléctrica. 2004. 10. Estudio del comportamiento energético de la unidad de molienda 2, en la empresa ‘’Cmdte René Ramos Latour’’. Elvis Gil Riverón. ISMM. Dpto de Eléctrica. 2004. 11. Análisis del comportamiento del consumo específico de energía en el proceso de molienda de la Laterita en la Empresa “Cmdte Ernesto Che Guevara”. Uberlandis Lafargue Barrientos. ISMM, Dpto de Metalurgia. 2005. (Premio Relevante en el XVI Forum Nacional Estudiantil de Ciencia y Técnica) 12. Valoración de la influencia de algunos factores tecnológicos, sobre el consumo específico de energía en el proceso de molienda del mineral laterítico. Delvis Toirac Martínez. ISMM, Dpto Eléctrica. 2005. 43 � Dublin Core The Dublin Core metadata element set is common to all Omeka records, including items, files, and collections. For more information see, http://dublincore.org/documents/dces/. Title A name given to the resource Tesis Text A resource consisting primarily of words for reading. Examples include books, letters, dissertations, poems, newspapers, articles, archives of mailing lists. Note that facsimiles or images of texts are still of the genre Text. Dublin Core The Dublin Core metadata element set is common to all Omeka records, including items, files, and collections. For more information see, http://dublincore.org/documents/dces/. Title A name given to the resource Modelación y simulación del proceso de molienda del mineral laterítico con composición sustancial variable Creator An entity primarily responsible for making the resource Reynaldo Laborde Brown Publisher An entity responsible for making the resource available Editorial Digital Universitaria de Moa Date A point or period of time associated with an event in the lifecycle of the resource 2005 Type The nature or genre of the resource Tesis doctoral https://repoedum.ismm.edu.cu/files/original/059edd1ff3417652e97901bec4cea2bd.pdf e2dd3ca39e76f4d1d350f6bf90fe9e6f PDF Text Text TESIS ESTUDIO TÉCNICO SOBRE LOS MATERIALES SERPENTINÍTICOS DEL TÚNEL MAYARÍ-LEVISA PARA SU EMPLEO COMO ÁRIDOS EN HORMIGONES Reinier Leyva Avila �Página legal Título de la obra: Estudio técnico sobre los materiales serpentiníticos del túnel MayaríLevisa para su empleo como áridos en hormigones, 103pp. Editorial Digital Universitaria de Moa, año.2016 -- ISBN: 1.Autor: Reinier Leyva Avila 2.Institución: Instituto Superior Minero Metalúrgico ¨ Dr. Antonio Núñez Jiménez¨ Edición: Lic. Liliana Rojas Hidalgo Corrección: Lic. Liliana Rojas Hidalgo Digitalización. Lic. Liliana Rojas Hidalgo Institución de los autores: ISMM ¨ Dr. Antonio Núñez Jiménez¨ Editorial Digital Universitaria de Moa, año 2016 La Editorial Digital Universitaria de Moa publica bajo licencia Creative Commons de tipo Reconocimiento No Comercial Sin Obra Derivada, se permite su copia y distribución por cualquier medio siempre que mantenga el reconocimiento de sus autores, no haga uso comercial de las obras y no realice ninguna modificación de ellas. La licencia completa puede consultarse en: http://creativecommons.org/licenses/by-nc-nd/2.5/ar/legalcode Editorial Digital Universitaria Instituto Superior Minero Metalúrgico Ave Calixto García Íñiguez # 75, Rpto Caribe Moa 83329, Holguín Cuba e-mail: edum@ismm.edu.cu Sitio Web: http://www.ismm.edu.cu/edum �REPUBLICA DE CUBA MINISTERIO DE EDUCACION SUPERIOR INSTITUTO SUPERIOR MINERO METALURGICO DE MOA “Dr. ANTONIO NUÑEZ JIMENEZ” FACULTAD DE GEOLOGÍA Y MINERÍA DEPARTAMENTO DE GEOLOGÍA ESTUDIO TÉCNICO SOBRE LOS MATERIALES SERPENTINÍTICOS DEL TÚNEL MAYARÍ-LEVISA PARA SU EMPLEO COMO ÁRIDOS EN HORMIGONES. Tesis presentada en opción al Título Académico de Máster en Geología Maestría en Geología, Mención Geotecnia e Hidrogeología 9na Edición Autor: Ing. Reinier Leyva Avila Tutor: Dr. C. Carlos Leyva Rodríguez Moa, 3 de julio del 2015 “Año 57 de la Revolución” �Ing. Reinier Leyva Avila ÍNDICE PENSAMIENTO ......................................................................................................... I AGRADECIMIENTOS ............................................................................................... II RESUMEN ............................................................................................................... III SUMMARY .............................................................................................................. IV INTRODUCCIÓN ...................................................................................................... 3 CAPÍTULO I: CARACTERÍSTICAS FÍSICO GEOGRÁFICAS Y GEOLÓGICAS DE LA REGIÓN DE ESTUDIO...................................................................................... 10 1.1 Introducción. ....................................................................................................................10 1.2 Características geográficas del área de estudio. ...............................................................10 1.2.1 Clima. ............................................................................................................................11 1.2.2 Vegetación. ....................................................................................................................11 1.2.4 Red Hidrográfica. .........................................................................................................13 1.2.5 Vías de comunicación...................................................................................................13 1.2.6 Características socioeconómicas. .................................................................................13 1.2.7 Características geológicas de la región. .........................................................................14 1.2.8 Características geológicas del área de estudio. ..............................................................17 1.2.9 Particularidades geomorfológicas del área de estudio. .................................................18 1.2.10 Condiciones hidrogeológicas del área de estudio. ......................................................22 1.2.11 Caracterización tectónica de la zona. .........................................................................23 1.3 Conclusiones....................................................................................................................24 CAPÍTULO II: METODOLOGÍA DE LA INVESTIGACIÓN Y VOLUMEN DE LOS TRABAJOS REALIZADOS. ................................................................................... 25 2.1 Introducción. .....................................................................................................................25 2.2 Metodología de la investigación. .....................................................................................25 2.3 Primera etapa. ..................................................................................................................26 2.4 Segunda etapa. .................................................................................................................30 2.5 Tercera etapa....................................................................................................................37 2.6 Conclusiones. ................................................................................................................47 CAPÍTULO III. INTERPRETACIÓN DE LOS RESULTADOS OBTENIDOS. ......... 48 3.1 Introducción. ....................................................................................................................48 3.2 Resultados sobre los tipos litológicos que componen el túnel Mayarí- Levisa. ...............48 1 �Ing. Reinier Leyva Avila 3.3 Caracterización físico–mecánica de los materiales de escombros del Túnel MayaríLevisa. ...........................................................................................................................51 3.4 Resultados de ensayo granulométrico. .............................................................................54 3.5 Resultados sobre las dosificaciones de hormigones obtenidas. ....................... 65 CONCLUSIONES. .................................................................................................. 69 RECOMENDACIONES. .......................................................................................... 70 RELACIÓN DE ANEXOS........................................................................................ 71 BIBLIOGRAFÍA. ..................................................................................................... 73 2 �Ing. Reinier Leyva Avila INTRODUCCIÓN A nivel mundial se emplea la serpentinita como fuente de áridos para la construcción, siendo necesario esclarecer que esta roca no es muy abundante en el mundo. Se denomina áridos: Materiales rocosos naturales que se usan para hacer el hormigón; es decir, la grava y la arena, una serie de rocas que, tras un proceso de tratamiento industrial simple se clasifican por tamaños, en el caso de los áridos naturales o trituración, molienda. Estos materiales se emplean en la industria de la construcción en múltiples aplicaciones, que van desde la elaboración, junto con un material ligante de hormigones, morteros y aglomerados asfálticos, hasta la construcción de bases y subbases para carreteras, vías de ferrocarril, balastos y sub-balastos, o escolleras para la defensa y construcción de puertos marítimos. Los áridos son, por lo tanto, básicos e imprescindibles en la construcción de edificaciones, obras civiles e infraestructuras de cualquier país y por ello, un indicador muy preciso del estado en su economía y de su desarrollo socio-económico. En la mayor parte de las aplicaciones industriales, el empleo del árido se justifica en razón a su comportamiento estable frente a la acción química y los agentes externos, así como a su resistencia mecánica frente a cargas y vibraciones. No se deben considerar como áridos, por lo tanto, aquellas sustancias minerales utilizadas como cargas en diversos procesos industriales por sus características físico-químicas, que afectan sustancialmente al producto obtenido. Para fabricar 1 m3 de hormigón son necesarias entre 1,8 y 1,9 toneladas de áridos, para una vivienda unifamiliar entre 100 y 300 toneladas, para un colegio de tamaño medio o un hospital entre 4 000 y 15 000 toneladas, para un kilómetro de vía férrea unas 1 000 toneladas y para un kilómetro de autopista unas 30 000 toneladas (Carmen Jiménez., 2003). 3 �Ing. Reinier Leyva Avila Según el informe de las Naciones Unidas sobre el hábitat, la población urbana crecerá de 2 860 millones en el 2000 a 4 980 millones en el 2030. El aumento previsto de 2 000 millones en la población del tercer mundo se producirá en especial en las ciudades, por lo que la demanda de materiales de construcción no tendrá precedente en esos países, de similar forma viene ocurriendo en Cuba, con los diferentes programas sociales que está desarrollando la Revolución y la gran demanda de materiales de construcción que esto implica (Carmen Jiménez., 2003). Los áridos son, por lo tanto, básicos e imprescindibles en la construcción y desarrollo de obras civiles e infraestructuras de cualquier país, un indicador muy preciso del estado de su economía y de su desarrollo socio-económico. Cuba, al igual que otros países insulares, no cuenta con las condiciones extraordinarias de reservas naturales que existen en los países continentales. En nuestro país, resulta significativo, la inexistencia de experiencias en el empleo de estas rocas para la obtención de áridos, siendo bastante común su empleo como materiales de relleno, en canteras de préstamo. Se puede afirmar que existe duda para su empleo, sin tomar en cuenta que pueden existir muchas variedades de estas litologías con diferentes grados de serpentinización y de competencia mecánica. Por ejemplo, se han empleado como áridos aluviales en muchas extracciones antiguas y actuales en los municipios del Este de la provincia de Holguín, donde numerosas obras sociales e industriales (incluyendo la industria del Níquel) ofrecen este testimonio. La construcción del trasvase en su segunda etapa presenta 17 km de túnel los cuales se encuentran constituidos por materiales serpentiníticos generando grandes volúmenes de rocas que contaminan el medio ambiental, la cantidad de material resultante de estas excavaciones es significativa, en el caso de los túneles supera los 500 mil m3. Estamos en presencia de enormes depósitos potenciales de materiales para la construcción, que a la vez son considerados desechos por la Empresa Constructora de Obras Hidráulicas (ECOH). En estos casos se buscaría la ubicación de estos materiales, como solución a la problemática de afectación al entorno que estos provocan, y por otra parte disminuir la afectación resultante de la extracción de 4 �Ing. Reinier Leyva Avila materiales de la cantera del Pilón de Mayarí, aluviales de ríos Sagua de Tánamo; pudiendo destinar estas producciones de agregados aluviales para hormigones de mayores prestaciones y de alta resistencias. De lograr confirmar la evaluación positiva de estos materiales serpentiníticos como áridos para la construcción, estaremos contribuyendo a dar un aporte importante al déficit existente de los mismos, y no solo aplicable a estos municipios, sino que puedan ser generalizados estos resultados a muchos otros territorios del país que cuentan con estas litologías. Antecedentes En el mundo se ha utilizado la explotación de minerales serpentiníticos como materiales de construcción. Según (Carmen Jiménez., 2003), los materiales serpentiníticos son el producto resultante del proceso de metamorfismo de las rocas ultrabásicas. Dentro de la clasificación de las rocas ultrabásicas en Cuba, han sido reportadas las siguientes:  Dunitas  Hazburgitas  Lherzolitas  Wehrlitas  Piroxenitas Estas rocas se encuentran ampliamente distribuidas, formando una franja a lo largo de toda la costa norte de la isla, alcanzando extensión de 900 Km. Además de su abundancia en todo el territorio nacional, con ellos se relacionan diversos proyectos constructivos con amplias perspectivas para el desarrollo económico del país en la ejecución de obras hidráulicas. Las rocas ultrabásicas atendiendo a su composición química se caracterizan por presentar muy bajos contenidos de sílice (menor de 45 %) encontrándose dentro de este grupo las peridotitas y piroxenitas. 5 �Ing. Reinier Leyva Avila Con respecto a su composición mineralógica están compuestas por olivino y piroxenos. Por lo que las rocas ricas en olivino reciben el nombre de peridotitas, aunque en algunos petrógrafos excluyen a la dunita y denominan peridotitas a las mezclas con piroxeno. Debido al gran interés que se le atribuye a los áridos como material de construcción, en este trabajo se hará énfasis a sus características más generales en lo que respecta a composición química, mineralógica, dureza, etc. En el área de Bandeira - Silleda (Pontevedra), en España se explota una peridotita serpentinizada, que se destina casi en su totalidad a áridos. La explotación más importante es la cantera de Campomarzo, propiedad de Explotación Minera Campomarzo S.A., que extrae y tritura unas de 300 000 t/año de áridos, destinados a balasto de ferrocarril y obras públicas. 1994, [Consulta: 17de enero, 2013].Http://www.igme.es/internet/recursosminerales/historico/9394/OT_SUST.pdf. RODRÍGUEZ S., V. E. 1985 presentó el trabajo como tema: “Materiales serpentiníticos en la construcción de presas de materiales locales Presas Moa”. Instituto Superior Minero Metalúrgico de Moa. Trabajo de Diploma. El cual está enmarcado en mostrar el empleo del material serpentinítico en la construcción de presas locales. En la parte general del trabajo se expone el resultado de un análisis detallado de los materiales de archivo y de las investigaciones realizadas para la utilización del material serpentinítico como base de las obras hidráulicas y para su empleo como material de construcción. Abordó además la clasificación de las rocas y su composición química y mineralógica, así como los resultados de las investigaciones geológicas realizadas para el diseño de presas locales en los cuales se han empleado materiales serpentiníticos. LÓPEZ P., L. M. 2006, presentó el trabajo como tema: “Caracterización Geológica de las materias primas mineras de los municipios Moa – Sagua de Tánamo para su empleo como material de construcción”. Trabajo de Diploma. En el cual se estudia y analiza la composición granulométrica del material grueso mayor de 20 mallas para su posible utilización como árido en la construcción y donde el 21,92 % de las muestras está constituido totalmente por material grueso (fragmentos de serpentinitas). 6 �Ing. Reinier Leyva Avila En el 2007, Céspedes en su trabajo, “Caracterización y perspectivas de uso del rechazo serpentinítico de la Empresa “Comandante Ernesto Che Guevara” como árido para la construcción”, realiza una evaluación de este residuo con el objetivo de utilizarlo en la industria de los materiales de construcción, en el cual fueron tomadas una serie de muestras del material serpentinítico y enviado al Centro Técnico para el Desarrollo de los Materiales de Construcción (CTDMC), donde se realizaron una serie de ensayos destinados a conocer las propiedades físicas, mecánicas y químicas que tendría un árido de este material, teniendo en cuenta los principales aspectos que imposibilitarían su uso, donde se demuestra la factibilidad de empleo de estas rocas como áridos para obras sociales del Gobierno en hormigones hasta 30 MPa. Montero, 2007 en su trabajo, “Caracterización y perspectivas de uso del rechazo serpentinítico de la Empresa “Comandante Pedro Sotto Alba” como árido”, realizó ensayos similares a los de Céspedes (2007), pero en este caso el material que utilizó para los ensayos fue el rechazo serpentinítico de la Empresa Comandante Pedro Sotto Alba. En el año 2007 se expone en el forum municipal del municipio de Moa el siguiente trabajo, ¨Solución al déficit de áridos en el municipio de Moa empleando los desechos serpentiníticos de la Empresa Comandante Ernesto Guevara¨. Teniendo como conclusiones las siguientes:  Basado en los resultados de los ensayos realizados, especialmente Triturabilidad, reacción Árido álcali, abrasión Los Ángeles, se propone la utilización de los áridos triturados procedentes del rechazo serpentinítico de la ECEG para hormigones hidráulicos y asfálticos utilizados en obras que realiza el Poder Popular por sus propios medios, de hasta 25 Mpa.  Incluir definitivamente y de manera oficial a la serpentinita como una roca para la producción de áridos en Cuba, aspecto este que no está aprobado en la clasificación actual de los yacimientos de materiales de construcción en Cuba.  Estudios Regionales de GEOCUBA 2005, Doctor José Manuel CordovezPedrianes, Trasvase Este-Oeste. Estudio Regional Básico a escala 7 �Ing. Reinier Leyva Avila 1:25 000, en el cual se aplicaron técnicas digitales novedosas entre las que se encuentran la Teledetección Digital y la confección del MDT y digitalización de todos los ríos por sus órdenes, permitiendo la realización de interesantes análisis geomorfológicos y tectónicos, así como la confección de mapas y perfiles. Teniendo en cuenta lo anteriormente expresado y el diagnóstico preliminar del volumen del material sobrante de las excavaciones de los túneles Mayarí-Levisa se propuso experimentar con este tipo de roca para lograr incorporarlas como material de construcción con las obras sociales del municipio por lo que se propone el siguiente diseño. Problema: Necesidad de utilizar materiales alternativos para la obtención de áridos en hormigones en el municipio de Mayarí. Objeto de estudio: Los materiales de las excavaciones del Túnel Mayarí-Levisa. Campo de acción: Propiedades de los áridos. Objetivo general: Caracterizar el material sobrante de las excavaciones del Túnel Mayarí-Levisa a través de las propiedades físico – mecánica, para evaluar su uso como árido en hormigones. Objetivos específicos: 1. Caracterizar los tipos litológicos de rocas que componen el túnel Mayarí- Levisa. 2. Caracterización físico–mecánica de los materiales sobrantesdel Túnel MayaríLevisa, según los parámetros normalizados para su empleo como áridos en hormigones. 3. Determinar la dosificación de los materiales sobrantes del Túnel Mayarí-Levisa. 8 �Ing. Reinier Leyva Avila Hipótesis: Si, mediante el análisis físico – mecánico y los parámetros de calidad normalizados se determina la utilización del material sobrante del Túnel Mayarí-Levisa para su empleo como áridos en hormigones, se podrá disminuir el déficit de estos materiales en el Municipio. Aporte científico: El volumen de material sobrante de las excavaciones del Túnel Mayarí-Levisa constituye una gran fuente de recursos para el desarrollo constructivo del municipio Mayarí, de ahí la importancia de su estudio y normalización de los parámetros técnicos del material de las excavaciones. Como aporte de la investigación se tiene: 9 �Ing. Reinier Leyva Avila CAPÍTULO I: CARACTERÍSTICAS FÍSICO GEOGRÁFICAS Y GEOLÓGICAS DE LA REGIÓN DE ESTUDIO. 1.1 Introducción. En el presente capítulo se abordan los basamentos teóricos de la investigación, que comprende los aspectos físico-naturales, descripción geológica del área de estudio, e hidrogeología de la investigación, las mismas parten de una breve descripción de la ubicación geográfica del área, además de las características físico geográficas del área de estudio, clima, vegetación, orografía, red hidrográfica, geomorfológicas, también las diferentes características socioeconómicas que nos permiten elaborar respuesta a los problemáticas que puedan ocurrir en el área de estudio. 1.2 Características geográficas del área de estudio. La ciudad de Holguín está situada en la porción norte oriental de la isla de Cuba. El municipio Mayarí, se localiza en la parte centro–este de la provincia. Al Norte limita con la Bahía de Nipe y el Océano Atlántico, además de los municipios Banes y Antilla, al Sur con la Provincia de Santiago de Cuba (municipios Julio Antonio Mella, San Luis y Segundo Frente), al Este con el municipio Frank País y al Oeste los municipios Cueto y Báguano, como se puede observar en la (Figura 1.1). Su extensión territorial es de 1,310.6 km². 10 �Ing. Reinier Leyva Avila Figura 1.1. Ubicación geográfica del área de estudio. 1.2.1 Clima. El clima de la región es tropical húmedo, distinguiéndose de acuerdo a la distribución de las precipitaciones dos períodos: seco y húmedo; el primero se extiende de noviembre-abril y el segundo de mayo-octubre, lo que se correlaciona con la distribución interanual del escurrimiento. La precipitación anual oscila entre valores de 1475 a1517 mm según el Mapa de Lluvia media hiperanual 60 años, de (Fernández N. y Maximova O.1992 actualizado en el 2005. 1.2.2 Vegetación. La vegetación original del área y en especial de las zonas más altas (entre 300-500 metros de altura), estaba cubierta mayormente por el bosque, donde se intercalan áreas de bosque de pino y en menor grado zonas con matorral xeromorfo subespinoso (charrascal), su distribución está determinada en lo esencial por el balance hídrico en el suelo, determinado por la relación entre la pendiente del relieve, potencia del suelo y en menor grado la exposición solar. Figura 1.2). 11 �Ing. Reinier Leyva Avila Figura 1.2 Vegetación natural de charrascos sobre suelo de poca cobertura. 1.2.3 Hidrografía del área de estudio. Esta región está caracterizada por su diversidad y complejidad, existiendo llanuras fluviales, pero sobre todo con el predominio de un relieve montañoso constituido casi en su totalidad por el sistema orográfico o grupo montañoso Nipe-Cristal-Baracoa. También hay predominio de zonas llanas en los valles de los principales ríos, las que se solapan con la llanura litoral norte (fuera de la zona de estudio), siendo las llanuras aluviales más extensas las de las cuencas de los ríos Mayarí y en menor medida Levisa, siguiendo una pequeña llanura aluvial en el río La Ceiba y río Blanco. En ellas se presentan zonas de inundación actual y terrazas elevadas con meandros y cauces abandonados levantados, lo que demuestra una dinámica neotectónica de levantamiento. Las costas en estas llanuras aluviales oscilan entre 12 y 100 m, las pendientes entre 0º y 15º, la disección vertical de 0 a90 m, disección horizontal de 20 a más de 380 m/ha y la disección total de 0 a 150 m/ha. 12 �Ing. Reinier Leyva Avila Hacia la parte Sur el relieve es completamente montañoso, va desde una zona premontañosa (100m a 250 m) hasta elevaciones con más de 250 msnm y hasta 740 msnm. Las pendientes en esta parte van desde 0º a 70º, la disección vertical 0 a 200 m, disección horizontal de 0 a más de 120 m/ha y la disección total de 0 a 460 m/ha. Esta zona montañosa se caracteriza por tener forma de colinas medias a altas, con cimas redondeadas en las elevaciones premontañosas, mesetas lateríticas altas (Pinares de Mayarí al Oeste y elevaciones al Sur de Levisa donde sólo quedan restos de estas estructuras), así como cuchillas y algunos picos bajos. 1.2.4 Red Hidrográfica. Las características del relieve y el régimen de las precipitaciones han favorecido en la formación de una densa red hidrográfica que corre generalmente de Sur a Norte. Dentro de las principales corrientes fluviales se destacan los ríos Mayarí y Levisa, así como los arroyos La Ceiba, Arroyo Blanco y Cajimaya. La red hidrográfica que predomina es detrítica, el nivel de los ríos cambia en dependencia de las precipitaciones. Los niveles más bajos se observan en el período de seca, noviembre-abril y los más elevados en el período de lluvias, mayo-septiembre. Las características generales del escurrimiento en la zona están basadas en crecidas extremadamente rápidas, con descensos más bien lentos. 1.2.5 Vías de comunicación. Fundamentalmente se destaca la carretera principal del país, con su consiguiente extensa red de carreteras y caminos aledaños. Se ha desarrollado la actividad marítima, esto se debe a que el municipio cuenta con un puerto habilitado a tales efectos, que permite exportar e importar la materia prima necesaria para la rama energética, además en Mayarí se implementó una novedosa red telefónica y una estación postal telegráfica que asegura la rápida comunicación con las demás provincias del país y con el extranjero. 1.2.6 Características socioeconómicas. 13 �Ing. Reinier Leyva Avila En su territorio se encuentran la Central termoeléctrica "Lidio Ramón Pérez", puesta en marcha en la década de los 90 del siglo XX, que es la de mayor capacidad de generación de Cuba (560 Mega/Watts); la Fábrica de plástico Cajimaya y otras. Dentro de las actividades económicas fundamentales encontramos, la generación de electricidad, plásticos y accesorios, agricultura no cañera, la ganadería vacuna, la actividad extractiva y forestal, la silvícola, la cafetalera, el comercio, la gastronomía y los servicios, la construcción, la producción alimentaria, las investigaciones, transporte, así como la actividad de la salud, cultura, deporte, educación y la actividad de los servicios comunales y personales entre otros. Mayarí se reafirma como el municipio de mayor generación de energía eléctrica del país, con la entrada en acción en julio del 2009 de ocho motores del nuevo emplazamiento de 24 máquinas, que utilizan el menos costoso fuel oil, y ubicado en un área de 10 mil metros cuadrados, anexo a la Central Termoeléctrica Lidio Ramón Pérez, cercana a la ciudad cabecera municipal. La tecnología empleada es de la firma coreana Hyundai. Así se refuerza el liderazgo eléctrico nacional de Mayarí, que tributa en total 605 Mw (el 17% de la electricidad del país), además es uno de los municipios que se encuentra dentro del Programa Integral de Desarrollo del País, lo que le ha permitido desarrollar sus fuerzas agrícolas y obtener grandes producciones, también con la terminación de la segunda etapa del trasvases le permitirá integrar otras áreas para la producción de leche, caña, granos y dos nuevas PCHE que contribuirán a la generación de energía nacional del País. 1.2.7 Características geológicas de la región. Trabajos precedentes muestran la alta complejidad desde el punto de vista geológico que posee la región de estudio, en la misma afloran formaciones geológicas de las más diversas edades, composición litológica y génesis, constituyendo claras evidencias de un desarrollo geológico sumamente complejo, que se refleja en una elevada complejidad estratigráfica y tectónica (Figura 1.3). Según Iturralde-Vinent en Cuba se pueden reconocer dos elementos estructurales principales: El cinturón plegado y el neoautóctono. El cinturón plegado está integrado 14 �Ing. Reinier Leyva Avila por unidades continentales y oceánicas. Sólo la segunda de estas unidades aflora en la región de estudio, representada por los siguientes elementos estructurales (Martínez R. 2015)  Arco de isla volcánico del cretácico (paleoarco).  Ofiolitas septentrionales.  Cuencas transportadas (piggy back) del Campaniense tardío- Daniense.  Arco de isla volcánico del Paleógeno o neoarco.  Cuencas transportadas (piggy back) del Eoceno Medio-Oligoceno. El Neoautóctono está representado en el área por secuencias del Post-Eoceno. Figura 1.3 Esquema Geológico de la región (Martínez R.2015). Asociación Ofiolítica: representada por peridotitas serpentinizadas, entre las que se encuentran imbuidos tectónicamente cuerpos de gabros y diabasas de alta dureza. Afloran aproximadamente en el 90 % en toda la zona y en el 100 % del trazado. Estas secuencias están muy tectonizadas, observándose dentro de ellas varios sistemas de grietas, fallas imbricadas y escamas tectónicas con planos que pueden aparecer con yacencia baja a casi horizontal y entre estos planos puede aparecer milonitización y minerales del grupo serpentinítico, donde no siempre el patrón de agrietamiento de la 15 �Ing. Reinier Leyva Avila escama superior e inferior se corresponde, pudiendo ser el superior menos agrietado que el inferior o viceversa, edad es Jurásico Superior al Cretácico (Martínez R.2015). Fm la Picota: a pesar de no estar representada en el mapa geológico, se conoce de su existencia en afloramientos en el río Levisa y se le ha reportado incluso en la antigua mina agotada Martí, lo que ocasionaba serios problemas con la ley mineral en algunos sectores, (Martínez R.2015). Está formada por conglomerados polimícticos con intercalaciones de areniscas polimícticas y conglomerados mal seleccionadas. Sus relaciones estratigráficas en la zona no se observan, siendo todos sus contactos tectónicos (Martínez R. 2015). Su edad es del Cretácico Superior (Campaniano) al Cretácico Superior (Maestrichtiano). Fm Mucaral: se desarrolla en forma de parches pequeños al Noroeste y Noreste de la zona de estudio. Está formada por margas con intercalaciones de calizas arcillosas, areniscas polimícticas, conglomerados polimícticos, limolitas, tufitas y algunas tobas bentonitizadas. Yace discordantemente sobre las secuencias de la asociación ofiolítica y está cubierta discordantemente por la Formación Bitirí y depósitos aluviales. Se depositó en aguas marinas profundas. Su potencia aproximada puede alcanzar hasta 300 m y su edad va desde el Eoceno Medio (parte alta) al Eoceno Superior (Martínez R.2015). Fm Bitirí: aflora al noroeste de la zona, formada por calizas de matriz fina, duras, compactas, carsificadas, que contienen ocasionalmente fragmentos de corales y grandes Lepidocyclinas de colores amarillo-grisáceo a carmelita. Yace discordantemente sobre la Formación Mucaral y las secuencias ofiolíticas. Está cubierta discordantemente por la formación Río Jagüeyes. Son depósitos biohérmicos, con abundantes algas y periarrecifal, que contiene asociaciones bentónicas. La influencia terrígena es muy subordinada, observándose en algunas muestras escaso material volcánico redepositado y cuarzo detrítico, en dependencia de las áreas de suministro (Martínez R.2015). Potencia aproximada de 40 m ó más y la edad es Oligoceno Superior al Mioceno Inferior. 16 �Ing. Reinier Leyva Avila Fm Río Jagüeyes: sus afloramientos se encuentran en ambos lados del río Mayarí y en zonas de Frank País en la provincia de Holguín. Constituida por limolitas, areniscas, gravelitas polimícticas de matriz arenácea a arcillosa con cemento carbonático escaso o ausente y margas arcillosas y arenáceas, fosilíferas, alternando con calizas biodetríticas, calizas biohérmicas, calcarenitas y arcillas. Las arcillas y limolitas pueden ser yesíferas. Predominan los colores crema, grisáceo y carmelita (Martínez R.2015). Yace discordantemente sobre la formación Bitirí. Está cubierta discordantemente o con parcial concordancia por la Formación Júcaro y discordantemente por la formación Jaimanitas, ambas fuera del área hacia el norte. Potencia aproximada de 150 m y edad del Mioceno Inferior (parte alta) al Mioceno Superior (parte baja). Depósitos aluviales (al Q2): formados por los depósitos aluviales arcillo limosos, areno gravosos en algunos sectores, cíclicos, con estratificación cruzada o sin estratificación (caóticos). Su potencia puede superar los 5 m y su edad es Holoceno (Martínez R.2015). Corteza de Intemperismo ferro-niquelífera: color rojo ladrillo u ocre, está formada por 4 horizontes bien definidos: 1) Serpentinitas lixiviadas, 2) Nontronitas u ocres estructurales, 3) Ocres inestructurales y 4) Perdigones. Su potencia puede superar los 10 m y su edad es Pleistoceno-Holoceno. 1.2.8 Características geológicas del área de estudio. La principal litología presente en el área de estudio son las serpentinitas con distinto grado de serpentinización y con distinta fábrica secundaria (Figura 1.4). La caracterización de la fábrica secundaria es muy importante desde el punto de vista ingeniero-geológica toda vez que influye en su comportamiento geomecánico; poder determinar la zona de desarrollo de estas litologías tributa a un mejor conocimiento del cuadro geológico (Sánchez S.2006). 17 �Ing. Reinier Leyva Avila Figura 1.4. Esquema Geológico de la zona de estudio. 1.2.9 Particularidades geomorfológicas del área de estudio. Según la clasificación geomorfológica de (Cordovés P. J. M. et al.2006) se identificaron cuatros bloques: Bloque A: representa las zonas más bajas de la región, presenta una textura fina y coincide principalmente con los depósitos aluviales de los ríos y la Fm. Jagüeyes, estas secuencias constituyen sedimentos de grandes espesores de variada composición. La red de drenaje es escasa y representa sólo una pequeña área al NW de la región y en las terrazas de los ríos Mayarí, Levisa y Sagua (Cordovés P. J. M. et al.2006). Bloque B: coincide con las zonas más elevadas, predominan los procesos denudativos y denudativos-acumulativos; afloran las rocas de la asociación ofiolítica. Se presenta como una gran zona al centro Norte del área y se caracteriza por constituir una zona elevada erosionada por los cauces de los ríos Mayarí y Levisa. La densidad del drenaje es alta presentando altos valores de disección vertical, lo cual denota movimientos de elevación de los bloques acompañado por intensos procesos erosivos sobre todo en el curso de los ríos antes mencionados. La configuración de la red es radial, manifestando 18 �Ing. Reinier Leyva Avila la tendencia del bloque al levantamiento y las superficies pleniplanizadas. En las zonas más elevadas evidencia la combinación de los procesos neotectónicos y la intensidad de los procesos erosivos. Una parte de este bloque se encuentra separado del anterior y se manifiesta en el extremo SE del área investigada. Aunque en una posición hipsométrica menor este manifiesta similares características a las planteadas. Las litologías más representativas son las de la asociación ofiolítica y de la formación Santo Domingo, prevalecen las rocas vulcanógenas y vulcanógenas sedimentarias (Cordovés P. J. M. et al.2006). Bloque C: se caracteriza por una textura tendiendo a fina lo que evidencia la presencia de materiales quebradizos. Por lo general en este bloque se manifiestan las formaciones carbonatadas como Mucaral y Maquey, vulcanógenas y vulcanógenassedimentarias como Santo Domingo y Mícara. Desde el punto de vista hipsométrico el bloque se representa entre zonas bajas, con límite en las terrazas del río Sagua (Bloque A), y la región de premontañas, presentando rasgos geomorfológicos de zonas acumulativas y denudativo-acumulativa. Los rasgos de afectación estructural son evidenciados en este procesamiento denotando un intenso agrietamiento con direcciones preferenciales NE- SO y NW-SE.Cordovés P. J. M. et al.(2006). Bloque D: como característica principal tiene el estar limitado por una estructura del relieve de forma elipsoidal rodeando al sector más oriental del Bloque B. En él están presentes las formaciones carbonatadas como Yateras, yaciendo en forma de casquetes principalmente sobre la formación Sagua que tienen una componente más arcillosa que la primera. En la formación Yateras se denota una red de drenaje poco densa, con evidencias de estar altamente carsificadas sobre todo en los sectores más potentes. Al Sur predominan las litologías de margas, areniscas, limonitas y arcillas calcáreas. Según la clasificación geomorfológica de (Cordovés P. J. M. et al.2006), la zona de estudio se encuentra en su totalidad dentro de la Zona B, que es elevada y donde predominan los procesos denudativos y acumulativos. 19 �Ing. Reinier Leyva Avila Existe una relación directa entre las litologías, estructuras geológicas y movimientos neotectónicos con la zonación geomorfológica propuesta por (Cordovés P. J. M. et al.2006) y modificada por (Sánchez S.2006). A continuación se describe la zona geomorfológica presente en la zona de estudio: Zona B: se desarrolla sobre peridotitas serpentinizadas, gabros y rocas metamórficas, coincide con la zona más elevada, predominan los procesos denudativos y denudativos-acumulativos; afloran las rocas de la asociación ofiolítica. Se caracteriza por constituir una zona elevada erosionada por los cauces de los ríos de montaña. La densidad del drenaje es alta, presentando altos valores de disección vertical, lo cual denota movimientos actuales de elevación de los bloques, acompañado por intensos procesos erosivos sobre todo en el curso de los ríos. La configuración de la red es radial, manifestando la tendencia del bloque al levantamiento y las superficies peniplanizadas en las partes más elevadas, evidencia la combinación de los procesos neotectónicos y la intensidad de los procesos erosivos (Sánchez S.2006).  Serpentinitas esquistosas y budinadas. Se caracteriza por la presencia de serpentinita esquistosa, plegada con budinas espaciadas de tamaño medio a grande. Las serpentinitas esquistosas presentan una dureza blanda y las budinas son de dureza media. El grado de meteorización es de categoría II (algo meteorizada), en las grietas y planos de esquistosidad se observa humedad. Las grietas aparecen juntas con una continuidad de alta a muy alta predominando las de abertura cerrada y en menor medida abiertas, la rugosidad es escalonada rugosa y ondulada rugosa (Sánchez S.2006). Las budinas por lo general son rocas más duras que la zona que la bordea las cuales son esquistosas, desde el punto de vista ingeniero-geológico (Sánchez S.2006).  Serpentinita budinada y foliadas. Se caracterizan por el predominio de budinas de serpentinitas sobre la matriz esquistosa a brechosa fina de serpentinita, aparecen pequeños pliegues. La dureza de las budinas es mediana y de las foliadas son blandas. Ambas están algo meteorizadas. En las grietas se observa humedad, estas se encuentran muy juntas a juntas con una 20 �Ing. Reinier Leyva Avila continuidad de alta a muy alta, con abertura predominantemente del tipo cerrada y en menor medida abierta, la rugosidad de las superficies de agrietamiento va de escalonada rugosa a ondulada rugosa (Sánchez S.2006).  Serpentinita agrietada y/o brechosa media. Son muy frecuentes a lo largo de la traza del Túnel y se caracterizan por presentar bloques brechoso de tamaño medio entre 10-30 cm. Por su dureza se clasifican como rocas medias a blandas, algo meteorizadas. Aunque no se comprobó, es posible la circulación de agua por las zonas de mayor agrietamiento. Las grietas están separadas, tienen una continuidad alta, son abiertas en superficie y sus planos son ondulados rugosos y escalonados-rugosos, aunque en profundidad, alejado de la zona de meteorización los planos son por lo general cerrados, y si están abiertos, están rellenos generalmente de serpofita, aunque pueden tener otros rellenos como arcillas, carbonatos y más raramente cuarzo. Cuando están abiertos sin relleno por lo general su abertura está en el orden del milímetro o fracción del milímetro (Sánchez S.2006).  Serpentinita agrietadas y/o brechosas gruesas. La Serpentinita brechosa gruesa no aflora a lo largo de la traza, sino en sus inmediaciones tanto al sureste como al noroeste del mismo. Se caracteriza por el predominio de los bloques grandes con dimensiones de 30-100 centímetros. La dureza es predominantemente media, presentándose algo meteorizada, sin presencia de humedad. Las grietas se encuentran muy separadas con una continuidad muy alta, por su abertura pueden ser abiertas y anchas; la rugosidad predominante es la ondulada rugosa y escalonada rugosa (Sánchez S.2006).  Serpentinita maciza agrietada. La Serpentinita maciza brechosa no aflora a lo largo de la traza, sino en zonas cercanas al sureste y noroeste de la traza. Se caracteriza por estar dividida en bloques muy grandes con dimensiones mayores de 100 centímetros con una dureza media y un grado de meteorización de categoría II. Excepcionalmente en alguna grieta abierta se localiza humedad o goteo de agua. El agrietamiento se presenta con un espaciado muy 21 �Ing. Reinier Leyva Avila separado con una continuidad alta, la rugosidad es escalonada, rugosa a ondulada rugosa (Sánchez S. 2006).  Gabros. En el levantamiento ingeniero-geológico realizado por (Blanco B. R. M. el al. 2009), se detectaron abundantes bloques angulosos de gabro microcristalino gris oscuro con brillo de los pequeños cristales de piroxeno y plagioclasa básica, dándole un parecido a una piedra de esmeril artificial, además de presentar una gran dureza. Por lo general afloran en las partes más elevadas de los trazados, donde al parecer se encuentran in situ en la profundidad, como demuestran las altas resistividades de la tomografía eléctrica realizada y que parece contornear la forma de estos cuerpos que fuera un gran sills y/o dique intrusivo en su formación inicial y que en su emplazamiento tectónico fluyó entre los bloques de serpentinita, dejando entre esta y el gabro una banda esquistosa de pequeño espesor desde algunos centímetros hasta algo más de 50 cm. En la parte superior este esquisto serpentinítico se ha alterado hasta formar suelo, mientras que el gabro apenas tiene una pequeña pátina de alteración de pocos milímetros. Esta litología es sumamente dura al golpe de piqueta, desprendiendo abundantes chispas al ser golpeado. Es posible observar también gran cantidad de bloques sueltos de esta litología hacia las partes más bajas, los cuales en muchos casos tienen forma de cantos algo redondeados, lo que demuestra que descendieron de las partes más altas. Cordovez P. et al. (2009), plantea que esto puede ser por la presencia de restos de un antiguo olistostroma en la cercanía de la zona de estudio. 1.2.10 Condiciones hidrogeológicas del área de estudio. En el área de estudio se encuentra el complejo acuífero de las aguas fisurales de las rocas ultrabásicas. Estas aguas se encuentran en grietas y fisuras de las serpentinitas y gabro-diabasas, caracterizándose por presentar bajos caudales.En la investigación del Tramo I (Sánchez Rivas, et al.1991),se obtuvieron gastos específicos que varían desde 0.0035 a 0.075 l/min/m y coeficientes de filtración que van desde 0.003 hasta 0.073 m/día, en la actual investigación se hicieron pruebas de vertimientos en la Cala 22 �Ing. Reinier Leyva Avila Nº 8 y no se obtuvieron valores por frecuentes fugas de agua en profundidad, lo que demuestra la presencia de fallas subhorizontales a diferentes niveles con alta permeabilidad. En la cala antes mencionada se cortó el agua a 4.71 m y sin embargo al perforarse más abajo se produjo fuga de agua, abatiéndose los niveles freáticos. De acuerdo a los valores de los coeficientes de filtración obtenidos, se pueden clasificar estas rocas como prácticamente impermeables o muy poco permeables (acuitardo), sin embargo en las zonas de fallas, el gasto específico y el coeficiente de filtración serán mayores (100 a 200 m/d ó 0.1157 a 0.2315 cm/s). De acuerdo a las características de filtración del macizo, sólo se deben esperar afluencias considerables de agua en las zonas de influencia de fallas. Por lo complicado del cuadro tectónico y por la experiencia que se tiene de investigaciones vecinas (por analogía), las aguas se mueven desde el macizo rocoso hacia los arroyos y ríos que hay en el área, siendo la divisoria las cimas del trazado. En todo el Tramo III, durante los trabajos de campo, se observaron pocos manantiales por lo general de muy bajo gasto, aunque si se describieron unas cuantas corrientes superficiales en cañadas que marcan la superficie del agua subterránea. 1.2.11 Caracterización tectónica de la zona. Lo diferentes eventos tectónicos que ocurrieron en la región y afectaron las rocas de la zona de estudio, generaron estructuras superpuestas a las litologías presentes de la asociación ofiolítica, encontrándose grietas iniciales formadas durante el proceso de riftogénesis durante la formación de estas secuencias y diques de gabro-diabasa durante el Jurásico tardío y el Cretáceo inferior, más tarde desde el maestrictiano al Eoceno medio parte alta ocurre la colisión del arco Cretácico con la Plataforma de Bahamas, cerrando el mar marginal entre ambas estructuras, formando escamas tectónicas de bajo ángulo, corrimientos y fallas de deslizamiento por el rumbo, todo en un ambiente combinado marino-continental, que fue creando una especie de nappes o escamas tectónicas combinados con depósitos caóticos de cuencas superpuestas, que dieron origen a la Fm. La Picota y que da la apariencia a todo el conjunto regional de 23 �Ing. Reinier Leyva Avila un gran mega-melange, interpretado por Cordovés y Quintas como macromelange(CordovésPedrianes J. M. 2009). Entre el Daniano y el Eoceno medio se desarrolló próximo a la zona el arco de islas terciario que dejó sus huellas en las soluciones hidrotermales que provocaron el relleno de muchas de las grietas. A este evento se superpusieron en el Oligoceno y Eoceno eventos que complicaron aún más el cuadro geólogo-estructural y que determinaron todas juntas las principales direcciones estructurales que van desde el noreste hasta el noroeste y las más jóvenes con dirección norte-sur. Las dislocaciones este-oeste por lo general de bajo ángulo, son las más antiguas vinculadas al emplazamiento tectónico de las rocas de la asociación ofiolítica. Entre las estructuras geológicas están los pliegues, grietas y fallas de diferente ángulo y mecanismo de formación. 1.3 Conclusiones. En el capítulo se logró describir las principales características físico-geográficas de la región de estudio de las cuales se llegó a la conclusión de que la región se encuentra constituida en su mayor parte por peridotitas serpentinitas con presencia de gabro. En el municipio de Mayarí existen las condiciones idóneas para el procesamiento del material estudiado sin realizar grandes inversiones, por lo que se reducen las áreas de escombro, logrando disminuir considerablemente la afectación al medio ambiente, partiendo de las características geomorfológicas de la región. 24 �Ing. Reinier Leyva Avila CAPÍTULO II: METODOLOGÍA DE LA INVESTIGACIÓN Y VOLUMEN DE LOS TRABAJOS REALIZADOS. 2.1 Introducción. En este capítulo se destacan las tres etapas de trabajo realizadas durante la investigación (Figura. 2.1), partiendo de una primera parte con la búsqueda de todas las bibliografías de los trabajos precedentes relacionados con la temática, posteriormente se pasó a la segunda etapa del trabajo donde se realizaron los trabajos de campo y de laboratorio, una tercera con el objetivo de procesar los resultados obtenidos que satisfagan la posible utilización de los escombros de los Túneles como árido para la industria de la construcción en hormigón. 2.2 Metodología de la investigación. El trabajo se desarrolló en tres etapas fundamentales las que se muestran en el presente organigrama: Figura 2.1 Organigrama de la investigación. 25 �Ing. Reinier Leyva Avila 2.3 Primera etapa. El Túnel Mayarí-Levisa es una obra subterránea que va desde la Presa Mayarí hasta la Presa Levisa, con el objetivo de trasvasar agua. Toda la zona a investigar está entre las coordenadas Lambert X1=622000 a X2=636000 y Y1=215000, Y2=221000 en las hojas cartográficas 1:50 000 de Mayarí 5077-I para una superficie total de 84.0 km2. Es necesario ver el trazado general del Túnel en toda su extensión, por lo que (Cordovez P. y Quintas C. 2009), propusieron reducirla a un área más adecuada para este tramo entre las coordenadas X1=623200, X2=624200, Y1=215060 y Y2=216790. En esta etapa se seleccionó el área donde se iban a desarrollar los trabajos, se partió de los objetivos a evaluar, los cuales se localizan en el grupo montañoso Nipe-CristalSagua-Baracoa. Por una parte los diferentes tramos del Túnel Mayarí-Levisa, Conexión I, Conexión II que se encuentra en construcción por la Empresa Constructora de Obras Hidráulicas (ECOH). Los trabajos de búsqueda y revisión bibliográfica precedentes relacionados con la temática, se efectuaron en el Fondo Geológico del departamento de Geología y Minas, en las empresas: RAUDAL (Empresa de Investigaciones y Proyectos Hidráulicos), ENIA (Empresa Nacional de Investigaciones Aplicadas); Geominera Oriente, en Santiago de Cuba y búsquedas en Internet. Se consultaron los trabajos anteriores de la región y el área de estudio, en cuanto a la geología, geotecnia, hidrología, morfología, entre otros. Esto se obtuvo de informes, tesis doctorales, tesis de maestrías, tesis de grado, revistas, libros especializados, folletos. También se consultó la bibliografía especializada nacional e internacional sobre estudios de los materiales serpentiníticos empleándolo como material para la construcción, así como las exigencias y normas establecidas para el estudio de áridos en hormigones, lo cual nos permitió establecer el marco teórico y conceptual de la investigación. 26 �Ing. Reinier Leyva Avila 2.3.1 Análisis de la información. De los pocos trabajos realizados sobre la temática en cuestión, es importante decir que todos constituyen un punto de partida para otros trabajos relacionados con el tema, ya que explican de manera concreta la importancia de la utilización de estos tipos de rocas para dar soluciones constructivas a las necesidades del municipio. De los estudios realizados sobre la temática, a pesar de que no son muchos, todos constituyen de una manera u otra una importante fuente de referencia sobre la utilización de estos materiales como materias primas para la construcción y que tributan a la zona de estudio, trazando una dirección importante en las investigaciones. Los términos, normas, regulaciones y definiciones a emplear se establecieron en esta etapa con el fin de unificar criterios para lograr una mejor interpretación de los resultados a obtener. Hormigón: material resultante de la mezcla de cemento (u otro conglomerante) con áridos (grava, gravilla y arena) y agua. La mezcla de cemento con arena y agua se denomina mortero. Existen hormigones que se producen con otros conglomerantes que no son cemento, como el hormigón asfáltico que usa betún para realizar la mezcla. El cemento, mezclado con agua, se convierte en una pasta moldeable con propiedades adherentes, que en pocas horas fragua y se endurece tornándose en un material de consistencia pétrea. Figura. 2.2 Hormigón armado. 27 �Ing. Reinier Leyva Avila Figura. 2.3 Hormigón pretensado. Tipos de Hormigones. Hormigón ordinario También se suele referir a él denominándolo simplemente hormigón. Es el material obtenido al mezclar cemento portland, agua y áridos de varios tamaños, superiores e inferiores a 5 mm, es decir, con grava y arena. Hormigón en masa Es el hormigón que no contiene en su interior armaduras de acero. Este hormigón solo es apto para resistir esfuerzos de compresión. Hormigón armado Es el hormigón que tiene en su interior una armadura de acero especial sometida a tracción. Puede ser pre-tensado si la armadura se ha tensado antes de colocar el hormigón fresco o post-tensado si la armadura se tensa cuando el hormigón ha adquirido su resistencia. (Figura. 2.2). Hormigón pretensado Es el hormigón que tiene en su interior una armadura de acero especial sometida a tracción. Puede ser pre-tensado si la armadura se ha tensado antes de colocar el hormigón fresco o post-tensado si la armadura se tensa cuando el hormigón ha adquirido su resistencia. (Figura. 2.3). Mortero Es una mezcla de cemento, agua y arena (árido fino), es decir, un hormigón normal sin árido grueso. Hormigón ciclópeo Es el hormigón que tiene embebidos en su interior grandes 28 �Ing. Reinier Leyva Avila piedras de dimensión no inferior a 30 cm. Hormigón sin finos Hormigón aireado o Se obtiene incorporando a la mezcla aire u otros gases derivados de reacciones químicas, resultando un hormigón baja densidad. celular Hormigón densidad Es aquel que sólo tiene árido grueso, es decir, no tiene arena (árido menor de 5 mm). de Fabricados con áridos de densidades superiores a los alta habituales (normalmente barita, magnetita, hematita...) El hormigón pesado se utiliza para blindar estructuras y proteger frente a la radiación. Dosificación: implica establecer las proporciones apropiadas de los materiales que componen al concreto, a fin de obtener la resistencia y durabilidad requeridas, generalmente expresado en gramos por metro (g/m). Árido: se denomina al material granulado que se utiliza como materia prima principal en la construcción del hormigón. El árido se diferencia de otros materiales por su estabilidad química y su resistencia mecánica, y se caracteriza por su tamaño, las dimensiones son diferentes, varían desde 0,149 mm hasta un tamaño máximo especificado. No se consideran como áridos aquellas sustancias minerales utilizadas como materias primas en procesos industriales debido a su composición química. Se clasifican según su tamaño en dos tipos fundamentales, en árido grueso o grava y en árido fino o arena, los cuales, aunque no contribuyen de manera activa al endurecimiento del mortero deben poseer por lo menos la misma resistencia y durabilidad que se exija al hormigón. El árido grueso (grava) es aquel que posee principalmente, partículas de un tamaño superior a 4,76 mm. 29 �Ing. Reinier Leyva Avila 2.4 Segunda etapa. En esta etapa se realizaron los trabajos de la toma de muestras, se realizó el cálculo del material proveniente de los túneles del trasvase en su tercera etapa: Túnel tramo I, Conexión I y Conexión II. Estos materiales se depositan en escoberas que ocupan una gran cantidad de m2 trayendo consigo en ocasiones gran contaminación al medio ambiente. Escombrera Túnel Mayarí-Levisa (Tramo I). Descripción: Se localiza en el borde del camino de acceso al aliviadero de la Presa Mayarí, a unos 300 m del portal de entrada del Túnel Mayarí-Levisa, en las coordenadas Lambert: X = 214 300, Y = 623 200, hoja cartográfica 5077- I, escala 1: 50 000. Esta escombrera forma un gran acopio de unos 10 – 15 metros de altura que ocupa una superficie de 1.2 ha, aproximadamente. Este material no fue colocado de forma ordenada, según la calidad del mismo y por ese motivo aparecen cantos y bloques de roca mezclados con material aluvial y predominantemente fino, en ocasiones mezclado con materia orgánica o suelo. Hacia los bordes o periferia del acopio, se acumulan en todo el talud y base del mismo, cantos y bloques de muy diversos tamaños, totalmente desprovistos de finos. (Figura. 2.4). 30 �Ing. Reinier Leyva Avila Figura 2.4 Parte superior de la escombrera Túnel Mayarí-Levisa (Tramo I). Para caracterizar estos materiales fragmentados por las voladuras se realizaron 20 granulometrías gigantes igual número de peso específico de los sólidos; también se tomaron 20 bloques de rocas para determinar peso específico natural, peso específico de los sólidos y resistencia a la compresión seca y saturada. Escombrera Conexión I. Está ubicada en una amplia cañada entre montaña, al noreste de la Presa Mayarí, a unos dos kilómetros de la misma (Figura. 2.5). Sus coordenadas Lambert son: X = 216 800, Y = 623 850., hoja cartográfica 5077- I, escala 1: 50 000. Descripción: Presenta mezclas de material, predominando los materiales finos, producidos por las voladuras. También se observan en esta escombrera una mayor fragmentación de los cantos y bloques y mayor meteorización de los mismos. El hecho de que el acarreo de 31 �Ing. Reinier Leyva Avila los materiales se realice hacia un lado de la escombrera y no en todas direcciones, facilita la contaminación de bloques con material fino indeseable. Durante la primera visita se realizaron 10 granulometrías gigantes y se tomaron 5 bloques para realizarles ensayos de peso específico natural y resistencia a la compresión, pero durante la segunda visita se determinó paralizar el estudio de esa escombrera debido a que continuaba la contaminación del material útil con abundante fino y la presencia de muchos cantos y bloque de roca. Figura. 2.5 Foto de la Escombrera Conexión I. Escombrera Conexión II. Se localiza al Sur del camino Seboruco – Molino Pilón, a unos 4 kilómetros de este, en las coordenadas Lambert: X = 218 550, Y 625 600, hoja cartográfica 5077 - I, escala 1: 50 000. Esta escombrera está ubicada en varias explanaciones escalonadas de una elevación y se observa la misma problemática descrita en las otras escombreras debido a la colocación del material de excavación sin ordenarse por su granulometría. 32 �Ing. Reinier Leyva Avila Descripción. La escombrera está formada por varios acopios que presentan un talud poco definido, razón por la cual se investigó la misma mediante el muestreo del material que se depositaba en el momento que se realizaban los trabajos de campo (Figura. 2.6). Figura. 2.6 Foto de la Escombrera Conexión II. Se ejecutaron 20 granulometrías gigantes y se tomaron 20 bloques de roca para realizar los ensayos de peso específico natural, peso específico de los sólidos y resistencia a la compresión seca y saturada. Los resultados obtenidos, se expresan en promedio. Cálculo de los volúmenes de las escombreras. Se determinó mediante el método de bloque: Se emplea para calcular los depósitos explorados a base de una red Geométrica incorrecta, cuando no es posible construir el sistema de corte de las exploraciones transversales, así como para calcular las reservas de los depósitos estratificados y en forma de filones de poca potencia. 33 �Ing. Reinier Leyva Avila Al calcular la reserva por el método de bloque, el área del depósito se divide en sectores, es decir, en bloques. El volumen del depósito en este caso se transforma en una serie de figuras cerradas, con alturas iguales a las potencia media de los bloques de cálculo. Escombrera Túnel Mayarí-Levisa. Para el cálculo del volumen se utilizó el método de bloque. La escombrera está formada de forma monolítica, una explanación inclinada por el relieve, de unos 120 metros de largo por unos 100 metros de ancho, con una altura promedio de unos 15 metros. La franja donde se localiza el material útil está ubicada en los últimos 12 metros de la periferia de la escombrera y fue producida por la segregación que provoca el acarreo del buldócer al empujar el material hacia los taludes. Para aprovechar plenamente todo el material potencialmente útil, hay que ir separando, por el método tacto-visual, el material aparentemente útil para los fines que se persiguen debe ser seleccionado por el técnico que se encuentra en la escombrera según este se va excavando. Escombrera Conexión I. La ubicación de esta escombrera en una cañada permite la formación de dos derrames en dos taludes, lo que condiciona y limita el acarreo de material que sólo puede realizarse en dos direcciones. Esto contribuyó a que se mezclaran en todo el acopio el posible material útil con el de desecho y por tanto redujeran las posibilidades de uso de esta escombrera. Las propiedades mecánicas también son bajas en comparación con las otras dos escombreras estudiadas. Escombrera Conexión II. Ocupa varias explanaciones escalonadas, donde en general se observa una mezcla desordenada de los cantos y bloques de roca con material finos producido por las voladuras y por la meteorización, lo que limita las reservas de la explanación más elevada. Esta tiene tres caras favorables para el derrame de material por los taludes, 34 �Ing. Reinier Leyva Avila facilitando así la segregación del material lo que permite acceder al material más limpio. Este acopio tiene el material útil en la franja externa inmediata al derrame por los taludes, siendo sus dimensiones de 50 m (largo) x 10 m (ancho) x 8 m (potencia). Para continuar la investigación de la roca extraída del Túnel Levisa y de Conexión II se transportaron para el Molino Pilón 30 m 3 de cada escombrera, donde se obtuvieron las cantidades requeridas de arena y gravas de 9.52 y 19.1 mm, para continuar el estudio de estos materiales como áridos de hormigones de ambas escombreras. Trabajos de laboratorios. Los trabajos de laboratorios se realizaron en las empresas de RAUDAL y la ENIA, en estas se realizaron diferentes tipos de ensayos: se determinó granulometría con hidrómetro, límites de plasticidad, peso específico natural, granulometría gigante, peso específico (de las partículas sólidas). En los ensayos de Roca se determinó, peso específico natural, resistencia a la compresión (seca), resistencia a la compresión (saturada). En el ensayo de árido se determinó, humedad superficial, peso específico y absorción de agua (arena), peso específico y absorción de agua (áridos gruesos), análisis granulométrico, abrasión, material más fino T-200, peso volumétrico, Índice de triturabilidad, contenido de partículas de arcilla, por ciento huecos, partículas planas y alargadas y se realizaron distintos tipo de dosificación de hormigones hidráulicos y asfáltico en la que se tuvieron en cuenta las siguientes Normas Cumanas:  NC 19:1999 Geotecnia. Determinación del Peso Específico de los suelos,  NC 156: 2002 Geotecnia. Determinación del Peso Específico Natural.  NC 62:2000 Geotecnia. Determinación de la resistencia a la compresión axial en especímenes de rocas, P (11)-2.04-05 Procedimiento para la recepción, preparación, protección, almacenamiento y/o disposición final de las muestras.  NC 10: 1998 Geotecnia. Preparación de muestras de Suelos.  NC 61: 2000 Geotecnia. Identificación y Descripción de Suelos (Examen Visual y Ensayos). 35 �Ing. Reinier Leyva Avila  NC 178: 2002 Áridos. Análisis Granulométrico,  NC 181: 2002 Áridos. Determinación del Peso Volumétrico. Método de Ensayo, NC 182: 2002 Áridos. Determinación del Material más Fino que el tamiz de 0.074 mm (200). Método de Ensayo.  NC 186: 2002 Arena. Peso Específico y Absorción de Agua. Método de Ensayo.  NC 188: 2002 Áridos Gruesos. Abrasión. Método de Ensayo.  NC 189: 2002 Áridos Gruesos. Determinación de Partículas planas y alargadas. Método de Ensayo. Para la realización de los ensayos químicos se utilizó la metodología siguiente:  Toma de muestras. La toma de muestras en el campo se realizó por el geólogo de recursos hidráulicos durante la perforación, al intervalo que debe pasar el túnel.  Recepción y descripción macroscópica. Realizado por la especialista, lo cual incluyó además la preparación del embarque y entrega al laboratorio.  Preparación de secciones delgadas. Fueron preparadas en el Laboratorio.  Análisis petrográfico. Se describieron detalladamente las secciones delgadas bajo el microscopio de luz polarizada, marca NIKON de nacionalidad japonesa del departamento de petrografía de la EGMO.  Análisis Químico de 14 determinaciones. Se realizaron las siguientes determinaciones: Al2O3, SiO2, MgO, Cr2O3, MnO, Fe2O3, NiO, CoO, CaO, TiO2, Na2O, K2O, FeO, PPI. Para ello se utilizaron los siguientes métodos:  Empleando principalmente Espectroscopia de Emisión Atómica con Fusión Inductiva con plasma acoplado (ICP-AES) para determinaciones de Al2O3, SiO2, MgO, Cr2O3, MnO, NiO, CoO, CaO, Fe2O3, PPI.  Determinación de Na2O y K2O: Mediante Fotometría de llamas: El equipo es un CORNING-400, trabaja con gas licuado, tiene filtros de colores que son complementarios con el color del elemento a determinar. Posee su gráfica de calibración. Tiene supresores de interferencia. 36 �Ing. Reinier Leyva Avila  Determinación de FeO por volumetría.  Determinación de TiO2 mediante Colorimetría.  Confección del reporte Petrográfico-Petrológico. 2.5 Tercera etapa. Para el procesamiento de los resultados de los materiales proveniente de los túneles del Trasvase Este-Oeste en su tercera etapa se partió de la toma de muestras realizadas en el trabajo, las misma se le realizaron comparaciones con los materiales proveniente de la Cantera de Pilón mediante tablas y gráficos, además se realizaron dosificaciones con el material proveniente de los túneles. Peso específico y absorción de agua según la NC 187. Arena: Los pesos específicos seco y saturado del agua se obtienen por medio del pesaje de la arena en estado seco y saturado en agua. Se introducen inmediatamente en un frasco volumétrico 500 g de la muestra, añadiendo agua destilada hasta un poco por debajo de la marca del enrase del frasco. Para eliminar las burbujas que hayan quedado en el frasco se pueden aplicar los siguientes métodos de operación: a) El frasco se somete al Baño de María y se mantiene en ebullición durante 2 horas aproximadamente hasta que sean expulsadas todas las burbujas. b) Se coloca el frasco volumétrico sobre una superficie plana, se inclina unos 30 º y se hace rodar con rapidez sobre la misma, sujetándolo por la boca hasta que sean expulsadas todas las burbujas. Después se coloca en un baño de agua durante una hora aproximadamente, hasta alcanzar la temperatura ambiente. Al final de ese tiempo se añade agua destilada hasta alcanzar el enrase y se determina el peso total con un error menor de 0.01 g. A continuación se extrae la arena del frasco volumétrico y se deseca a peso constante en una estufa cuya temperatura esté comprendida entre 105 ºC y 110 ºC. Se deja enfriar a la temperatura ambiente y se pesa con un error menor de 0.01 g. (Figura. 2.6) 37 �Ing. Reinier Leyva Avila Figura. 2.6 Arena obtenida del material procesado. Peso específico corriente. El peso específico de las partículas desecadas, incluyendo en el volumen, los poros accesibles al agua y los no accesibles, se calcula aplicando la fórmula siguiente. En la (Figura. 2.7) se observa el equipo térmico para el secado de las muestras. Peso específico corriente = A / C+ B +C1 Donde: A: Peso de la muestra secada en la estufa (g). B: Peso de la muestra saturada con superficie seca (g). C: Peso del frasco lleno con agua (g). C1: Peso del frasco con la muestra y agua hasta la marca del enrase (g). 38 �Ing. Reinier Leyva Avila Figura. 2.7 Equipo térmico para el secado de las muestras. Peso específico aparente. Es el peso específico de las partículas secadas en estufa, incluyendo en el volumen sólo los poros inaccesibles al agua. Se calcula aplicando la fórmula siguiente: Peso específico aparente = A / A –C Donde: A = Peso en el aire de la muestra secada en estufa (g). C = Peso en el agua de la muestra saturada (g). El resultado se expresará con una sola cifra decimal. Árido Grueso. Los pesos específicos y la absorción de agua en los áridos gruesos se determinan por medio de pesadas. Por el método de cuarteo se selecciona una muestra de 5 kg del árido, donde se separa todo el material que pasa por el tamiz de 9.52 mm. Si la calidad del material es homogénea, se puede emplear para el realizar el ensayo, el retenido en el tamiz de 25.4 mm. Según la Norma Cubana 187- 2002. Después de haber lavado bien el árido, para quitarle cualquier otro material adherido a la superficie 39 �Ing. Reinier Leyva Avila de las partículas, se seca la muestra hasta obtener el temperatura de 105 - peso constante a una 110 º C. La muestra se sumerge en agua a temperatura ambiente durante 24 horas. Después del período de inmersión en agua, se secan las partículas rodándolas sobre una tela absorbente hasta que se haya eliminado toda la película de agua visible, aunque la superficie aparezca todavía húmeda. La muestra se pesa en el aire. Una vez pesada, la muestra saturada y superficialmente seca se coloca inmediatamente en el cesto de alambre o en el cubo metálico y se determina su peso dentro del agua. Se seca en la estufa hasta lograr tener su peso constante a una temperatura de 105 - 110 ºC, y se deja enfriar a temperatura ambiente, luego se pesa en el aire. (Figura. 2.8 y 2.9) Figura 2.8 Grava obtenida del material procesado por el tamiz 9.52 mm. Figura 2.9 Grava obtenida del material procesado por el tamiz 19.1 mm. 40 �Ing. Reinier Leyva Avila Determinación del peso volumétrico suelto y compactado, y cálculo del por ciento de huecos según la NC 181:2002. Los pesos volumétricos se determinan por medio de pesadas del material contenido en recipientes calibrados de volumen conocido. Se determinara el peso neto del árido contenido en recipiente, luego se obtendrá el peso volumétrico (suelto o compactado) multiplicando el peso neto por un factor de calibración. Los materiales granulares pueden presentar muy diversos pesos unitarios en dependencia del grado de compactación que alcancen en el volumen cubicado y esto se hará más crítico mientras el tamaño de los granos sean más pequeños. Atendiendo a lo antes expuestos se identifican dos tipos de pesos unitarios. El peso unitario suelto (PUS), en el que el material se vierte suelto, sin compactar en el volumen bien cubicado y tarado. El recipiente será llenado en tres capas, dándosele 25 golpes con la varilla de compactación, en cada capa, para su compactación; los golpes serán distribuidos uniformemente sobre la superficie y de manera que la primera serie llegue hasta el fondo sin golpearlo fuertemente. La compactación en las otras capas debe ser sólo en el espesor de las mismas. Después se enrasa la superficie del árido con una regla de bordes rectos y fuertes. Esta operación se ayudará en los áridos gruesos, retirando las partículas que sobresalgan considerablemente y para compensar los huecos que queden en la superficie llenarlos con partículas más pequeñas hasta nivelar la superficie (Figura. 2.10). Figura 2.10 Llenado y compactación con barra del recipiente de medición del peso volumétrico. 41 �Ing. Reinier Leyva Avila Los pesos unitarios de los áridos finos y gruesos se determinan según los requerimientos de la NC 181:2002. Porcientos de huecos NC 177:2002. El porcentaje de vacíos o huecos se determina según los requerimientos de la norma cubana NC 177:2002. A partir de la determinación del peso específico corriente y el peso volumétrico compactado, según la fórmula siguiente: Porcientos de huecos= (PEC – PVC) / PEC * 100 % Donde: PEC – Peso específico corriente del árido. PVC – Peso volumétrico compactado del árido. Abrasión. La máquina para el ensayo de desgaste Los Ángeles consiste en un cilindro hueco de acero, cerrado en ambos extremos, con un diámetro interior de 711,2 mm y una longitud interior de 508 mm. El cilindro está montado en pivotes que acoplan con sus extremos pero que no penetran en él. Está montado de tal manera que pueda girar con su eje en posición horizontal. El cilindro está provisto de una abertura para introducir la muestra que se desea ensayar. La abertura se cierra mediante una tapa con una junta fijada por tornillos que impide la salida del polvo. La tapa debe mantener el contorno cilíndrico interior, a no ser que el entrepaño se coloque de modo que la carga no caiga sobre la tapa durante el ensayo ni se ponga en contacto con ella en ningún momento. La distancia del travesaño a la abertura, medida a lo largo de la circunferencia del cilindro y en el sentido de la rotación será mayor de 1 270 mm. 42 �Ing. Reinier Leyva Avila 1. Los que se realizan en ensayos con muestras de rocas conformadas que conducen a la expresión de los resultados en unidades fundamentales, tales como la resistencia a la rotura en compresión, tracción indirecta y flexión. 2. Los que se realizan con áridos obtenidos mediante trituración de las rocas. Se incluyen los ensayos de abrasión Los Ángeles, triturabilidad de áridos, impacto, coeficiente de pulimentación. Determinación del contenido de partículas planas y alargadas, según la NC 189: 2002. Áridos gruesos. Las partículas planas y alargadas contenidas en los áridos se obtienen por medio de la separación de la muestra en fracciones, separando las partículas planas y alargadas y determinando el por ciento que representan del peso del árido, mediante el pesaje de las partículas que hayan sido seleccionadas como planas y alargadas.(Figura. 2.11). Para desarrollar este ensayo fueron utilizados los tamices con aberturas de malla de 76, 2 mm; 63, 5 mm; 50, 8 mm; 38, 1 mm; 25, 4 mm; 19, 1 mm; 12, 7 mm; 9, 52 mm; 4,76 mm. Después de separadas las cantidades de partículas a ensayar se depositan en bandejas perfectamente identificadas para evitar que los diferentes tamaños o fracciones se mezclen, posteriormente todo el contenido de una de las bandejas se extiende sobre una superficie limpia y por simple inspección visual se separan las partículas planas y alargadas que no ofrezcan dudas de sus formas y dimensiones. De esta misma forma se realiza para las partículas que no sean planas y alargadas. Las partículas que no hayan podido ser determinadas en la inspección visual serán medidas con el pie de rey, determinándose así la relación existente entre sus dimensiones. (Figura. 2.12). 43 �Ing. Reinier Leyva Avila Figura. 2.11 Balanza con las partículas planas y alargadas. Figura 2.12 Determinación de partículas planas y alargadas con el pie de rey. Determinación del por ciento de partículas planas y alargadas. Los porcentajes de partículas planas y alargadas halladas en cada muestra ensayada se determinan aplicando la expresión (10) PPA  A  100 B Donde: PPA – Por ciento en masa de partículas planas y alargadas 44 �Ing. Reinier Leyva Avila A – Masa de las partículas planas y alargadas encontradas en cada muestra ensayada (g) B – Masa de la muestra ensayada (g) Determinación del por ciento corregido de partículas planas y alargadas. El por ciento corregido de partículas planas y alargadas  PPA  RP se determina 100 por la expresión anterior: Donde: PPA – Por ciento en masa de partículas planas y alargadas RP – Por ciento retenido parcial de la fracción de la muestra ensayada Diseño de las dosificaciones. En total se diseñaron 6 dosificaciones, 4 de Hormigón Convencional Hidráulico (HCH) y 2 de Hormigón Compactado con Rodillo (HCR). HCH. Los 4 diseños de HCH tienen las siguientes particularidades: HCH # 1 Se diseñó con arena y grava 19.1 mm del material procesado de los túneles con 350 Kg/m3 de cemento Portland P-350. HCH# 2 Se diseñó con arena y grava 19.1 mm del material procesado de los túneles con y 400 Kg/m3 de cemento Portland P-350. HCH# 3 Se diseñó con arena del molino de Pilón con grava 19.1 mm del material procesado de los túneles con 350 Kg/m3 de cemento Portland P-350. HCH# 4 Se diseñó con arena del molino de Pilón y grava 19.1 mm del material procesado de los túneles con 400 Kg/m3 de cemento Portland P-350. Se varió uno de los contenidos de cemento, porque lo más importante de la investigación es la evaluación de los nuevos áridos producidos por la trituración del 45 �Ing. Reinier Leyva Avila material de los túneles. Se realizó las dosificaciones con contenidos de cemento más cercanos, es decir 350 y 400 Kg/m3, en vez de 300 y 400 Kg/m3. HCR. Los dos diseños de dosificaciones de HCR están constituidos por: HCR# 5 Arena y gravas de 9.52 y 19.1 mm del material de los túneles, filler de material carbonatado de rechazo del Molino Pilón y 260 Kg/m 3 de cemento Portland P350. HCR# 6 Arena y gravas de 9.52 y 19.1 mm del material de los túneles, filler de zeolita fracción 0.8-0 mm y 260 Kg/m3 de cemento Portland P-350. En las dosificaciones de HCR hubo cambios con respecto al contenido de cemento (260 Kg/m3, en vez de 230 y 260 como se había solicitado. Esto se realizó para estudiar paralelamente dos tipos de filler con un mismo contenido de cemento (Figura 2.13 y 2.14). Figura 2.13 Vista de una probeta de HCR con asentamiento cero. 46 �Ing. Reinier Leyva Avila Figura 2.14 Fabricación de probetas de HCR. 2.6 Conclusiones. En el presente capítulo se logró realizar diferentes tipos de dosificaciones de hormigón: Hormigones Compactados con Rodillo y para Hormigón Convencional Hidráulico variando solo la cantidad de cemento, además se obtuvo grava y arena procesadas en el molino de Pilón. 47 �Ing. Reinier Leyva Avila CAPÍTULO III. INTERPRETACIÓN DE LOS RESULTADOS OBTENIDOS. 3.1 Introducción. El presente capítulo aborda los resultados obtenidos en la búsqueda bibliográfica realizada sobre los diferentes tipos de litologías existentes en la zona de estudio. Se confeccionó perfiles de cada uno de los tramos de túneles investigados representando en cada uno de ellos los diferentes tipos de litologías existentes, además se logra calcular la cantidad de material que presenta cada uno de los tramos. Se caracteriza físico–mecánica los materiales de escombros del Túnel Mayarí-Levisa, según los parámetros normalizados para su empleo como áridos en hormigones. Se determina diferentes tipos de dosificación con los materiales de escombros del Túnel Mayarí-Levisa procesado en la planta de Pilón lo que facilitó la evaluación definitiva del material. 3.2 Resultados sobre los tipos litológicos que componen el túnel Mayarí- Levisa. Se realizó una recopilación de todos los trabajos realizados con anterioridad en la zona y área de estudio, se reinterpretó la información litológica y estructural los cuales arrojaron los siguientes resultados. Del Estudio Ingeniero-Geológico a escala 1:10 000 del Túnel Levisa-Melones de la Agencia de Estudios Regionales de GEOCUBA del 2007, se tiene que se dividió al macizo rocoso ofiolítico en tres tipos litológicos fundamentales:  Serpentinitas muy agrietadas.  Serpentinitas agrietadas.  Serpentinitas menos agrietadas. 48 �Ing. Reinier Leyva Avila Sin embargo esta división es un poco simplista, pues la variedad de fábricas existentes en estas rocas, hace necesario una subdivisión más detallada, aunque con posterioridad pueda simplificarse para la clasificación ingeniero-geológica. La principal litología presente en el área de estudio, son las peridotitas serpentinizadas con distinto grado de serpentinización y con distinta fábrica secundaria, sin embargo en la actual excavación del Tramo II en su calicata de entrada, se están extrayendo grandes volúmenes de peridotitas con bajo grado de serpentinización, (presencia de serpofita en los planos de grietas). Al parecer las serpentinitas propiamente dichas predominan en estos tramos hacia los horizontes superiores, mientras que en los horizontes inferiores pueden aparecer gran cantidad de peridotitas. Cercano al Trazado del Tramo III se pudo describir la presencia de estas rocas sin evidencias de serpentinización Cordovés P. J. M., et al (2007). Ver Figura 3.2 y 3.3. En el Informe Petrográfico del Trasvase Este – Oeste Tramo Sagua-Mayarí (Túnel Mayarí-Levisa) Tramo I y II. Geominera Oriente, se tiene resultados de la composición petrográfica del material presente. Se clasifican por Strekeinsen (1973), en función del contenido de Olivino (Ol), Clinopiroxenos (Cpx) y Ortopiroxeno (Opx), aprobada por la Unión Internacional de Ciencias Geológicas.(Tabla 3.1). Muestra Litología Al2O3 SiO2 MgO Cr2O3 MnO NiO CoO CaO Fe2O3 FeO TIO2 Na2O M-14 Serpentinita 0,63 38,04 37,32 0,4 0,13 0,18 0,011 1,39 3,27 2,98 0,03 -0,05 -0,05 15,44 M-1 Serpentinita 0,16 32,85 41,56 0,29 0,11 0,31 0,014 0,06 5,18 1,65 0,02 0,27 0,07 17,12 M-11 Serpentinita 0,46 34,55 40,04 0,47 0,13 0,29 0,011 0,38 4,53 2,62 0,02 -0,05 -0,05 16,3 M-19 Serpentinita 0,17 34,41 39,51 0,4 0,11 0,29 0,012 0,51 5,32 1,65 0,02 -0,05 -0,05 16,93 M-20 Serpentinita 0,41 35,28 39,06 0,34 0,12 0,28 0,012 0,49 5,04 1,9 -0,05 -0,05 16,36 0,01 K2O PPI Tabla 3.1 Composición química del material presente en el túnel. 49 �Ing. Reinier Leyva Avila En el estudio de investigación del macizo rocoso se pudo constatar que presenta bajos concentraciones de minerales valiosos por lo que no representa interés económico para futuras minería. Figura 3.2 Perfil Ingeniero Geológico Túnel de Conexión II. (Tomado del Informe Ing. Geológico Tramo II y III, Modificado por (Leyva Avila.,2015). Figura 3.3. Perfil Ingeniero Geológico Túnel Mayarí-Levisa Tramo II. (Tomado del Informe Ing. Geológico Tramo II, Modificado por (Leyva Avila,2015). 50 �Ing. Reinier Leyva Avila 3.3 Caracterización físico–mecánica de los materiales de escombros del Túnel Mayarí-Levisa. Tabla 3.1 Reporte de incertidumbre de resultados de los ensayos. Característica determinada Incertidumbre Factor de Grados de expandida (u) cobertura (K) Humedad 0.59 2,36 7 0.24 kN/m3 2,03 34 Límite Líquido 1.2 2.01 46 Límites de Plasticidad Límite Plástico 1.2 2.13 15 Índice Plástico 1.7 2.01 47 Peso Natural Muestra alterada libertad (n) Específico Peso Específico seco Nota: La determinación de U fue realizada con K y n para un nivel de confianza de aproximadamente el 95 %. Características químicas de las escombreras. Características geotécnicas Escombrera Túnel Mayarí-Levisa Tramo II. Se ofrecen los resultados de los ensayos en valores promedios: Roca fragmentada: Cantos y bloques de peridotita poco serpentinizada, mal graduados, con abundantes gravas grandes, medias y pequeñas con pocos finos no plásticos. Clasifica según la NC 59: Geotecnia. Clasificación geotécnica de los Suelos, como GP, es decir grava mal graduada (Anexo N0 1). Granulometría Gigante (%): Piedra……………………………………..………………. 23 Grava…………………………………………..………….. 65 Arena…………………………………… ……….……….. 10 Finos (limos +arcilla)……………………………………… 2 Peso específico de los sólidos………………….…….. 2.64 51 �Ing. Reinier Leyva Avila Bloques de roca: Humedad (W, %) ……………………………………....…0.53 Peso específico húmedo (‫ץ‬f, kN/m3)……………….…. 24.71 Peso específico seco ( ‫ץ‬d, kN/m3).………… …...…….24.58 Resistencia a la Compresión Seca (MPa)………….…..26.2 Resistencia a la Compresión Saturada (MPa)……….. 20.6 Coeficiente de ablandamiento (Kab) ……………… ….0.78 Según la resistencia a la compresión seca clasifica como R1, es decir baja, pero el coeficiente de ablandamiento es no ablandable y por el PRECONS II, es de dureza media. Características geotécnicas Escombrera Conexión I. En la escombrera se observan cantos y bloques de peridotita poco serpentinizada, mal graduados, con abundantes gravas grandes, medias y pequeñas, con pocos finos no plásticos. Clasifica según la NC 59: Geotecnia. Clasificación geotécnica de los Suelos, como GP, es decir grava mal graduada.(Anexo N0 2). Los resultados de las muestras ensayadas se dan a continuación: Granulometría Gigante (%): Piedra……………………………………..………………. 3 Grava…………………………………………..………….. 78 Arena…………………………………… ……….……….. 17 Finos (limos +arcilla)……………………………………… 2 Peso específico de los sólidos………………….….….. 2.63 Bloques de roca: Humedad (W, %) ……………………………………………0.96 52 �Ing. Reinier Leyva Avila Peso específico húmedo (‫ץ‬f, kN/m3)……………………. 24.39 Peso específico seco ( ‫ץ‬d, kN/m3).………… …...……....24.16 Resistencia a la Compresión Seca (MPa)……………….18.7 Resistencia a la Compresión Saturada (MPa)….………. 8.5 Coeficiente de ablandamiento (Kab) ……………… …... 0.51 Según la resistencia a la compresión seca clasifica como R5, es decir muy baja, por el coeficiente de ablandamiento es ablandable y por el PRECONS II, es blanda. Características geotécnicas Escombrera Conexión II. De los trabajos realizados en esta escombrera se encuentra los ensayos de peso específico natural, peso específico de los sólidos y resistencia a la compresión seca y saturada. Los resultados obtenidos, en valores promedios, fueron los siguientes: Granulometría Gigante (%): Piedra……………………………………..………………. 20 Grava…………………………………………..………….. 67 Arena…………………………………… ……….……….. 12 Finos (limos +arcilla)……………………………………… 1 Peso específico de los sólidos………………….…….. 2.63 Bloques de roca: Humedad (W, %) ………………………………….…1.64 Peso específico húmedo (‫ץ‬f, kN/m3)………………. 24.05 Peso específico seco ( ‫ץ‬d, kN/m3).………… …...…23.67 Resistencia a la Compresión Seca (MPa)…………27.1 Resistencia a la Compresión Saturada (MPa)…… 20.5 53 �Ing. Reinier Leyva Avila Coeficiente de ablandamiento (Kab) ……………… 0.77 Ver anexo No 3. Según la resistencia a la compresión seca clasifica como R1, es decir baja, por el coeficiente de ablandamiento es no ablandable, pero por el PRECONS II, es de dureza media. De acuerdo a las propiedades físicas - mecánicas obtenidas se definió que las escombreras Túnel Mayarí-Levisa y Conexión II son favorables para continuar la investigación en busca de determinar si sirven como materia prima para la fabricación de áridos. 3.4 Resultados de ensayo granulométrico. A. Arena del Molino Pilón. Es un árido fino obtenido en el Molino Pilón mediante la trituración de la roca caliza proveniente de la cantera del mismo nombre. Se utilizó en las dosificaciones para establecer comparaciones con el nuevo árido.(Figura 3.4). Figura 3.4 Arena del Molino Pilón (roca caliza). Granulometría (%): Tamiz-9.52 mm………………..100 Tamiz-4.76 mm………………..98 Tamiz-2.38 mm……………...... 64 Tamiz-1.19 mm………………..35 54 �Ing. Reinier Leyva Avila Tamiz-0.59 mm………………..11 Tamiz-0.297 mm………………...3 Tamiz-0.149 mm………………...1 Ver anexo No 4. Módulo de finura…………………………………………....... 3.87 Humedad superficial (%)……………………………………. 1.92 Peso específico corriente (g/cm3)………………………….. 2.40 Peso específico saturado (g/cm3)………………………….. 2.53 Peso específico aparente (g/cm3)………………………….. 2.75 Absorción (%)…………………………………………………. 5.41 Material más fino que el tamiz 0.074 (T-200) (%)…………. 2.71 Contenido de partículas de arcilla (%)……………………… 1.5 Peso volumétrico suelto (kg/m3) ……………..…………….. 1393 Peso volumétrico compactado (kg/m3)…… ……….……… 1544 Porciento de huecos (%)………………………………………. 36 Ver anexo No 5. Calificación según la NC 251: 2013. Áridos para hormigones Hidráulicos. Requisitos. Granulometría: Cumple para los diámetros de 9.52 y 4.76 mm, pero incumple para el resto. a. Módulo de finura: Incumple, tiene 3.87 y debía estar en el rango 2.20-3.58. b. Material más fino que el tamiz 200: tiene 2.71 %, cumple para hormigones sometidos a la abrasión y para todos los restantes hormigones. c. Peso específico corriente: Tiene 2.40 g/cm 3, incumple porque debía tener más de 2.50 g/cm3. 55 �Ing. Reinier Leyva Avila d. Absorción: tiene 5.41 % y no debía pasar de 3 %, incumple. B. Arena: obtenida a partir de la trituración en el Molino Pilón del material excavada en el Túnel Mayarí-Levisa y Conexión II.(Figura 3.5) Figura 3.5 Arena del material del túnel. Granulometría (%): Tamiz-9.52 mm…………..…..100 Tamiz-4.76 mm………………..99 .Tamiz-2.38 mm……………... 62 Tamiz-1.19 mm………………..24 Tamiz-0.59 mm…………….…..7 Tamiz-2.97 mm…………….…..3 Tamiz-0.149 mm………………..1 Ver anexo No 4. Módulo de finura…………………………………………....... 4.06 Humedad superficial (%)……………………………………. 3.32 Peso específico corriente (g/cm3)………………………….. 2.25 Peso específico saturado (g/cm3)………………………….. 2.38 56 �Ing. Reinier Leyva Avila Peso específico aparente (g/cm3)………………………….. 2.57 Absorción (%)…………………………………………………. 5.56 Material más fino que el tamiz 0.074 (T-200) (%)…………. 0.42 Contenido de partículas de arcilla (%)……………………… 1.6 Peso volumétrico suelto (kg/m3) …………………………… 1388 Peso volumétrico compactado (kg/m3)………….…………. 1537 Porciento de huecos (%)………………………………………. 32 Ver anexo No 5. Calificación según la NC 251: 2013. Áridos para hormigones Hidráulicos. Requisitos. a. Granulometría: cumple para los diámetros de 9.52 y 4.76, pero incumple para los diámetros de 2.38, 1.19, 0.59, 0.297 y 0.149 mm. b. Módulo de finura: incumple, tiene 4.06 y debía estar en el rango 2.20-3.58. c. Material más fino que el tamiz 200: tiene 0.42 %, cumple para hormigones sometidos a la abrasión y para todos los restantes hormigones. d. Peso específico corriente: tiene 2.25 g/cm3, incumple porque debía tener más de 2.50 g/cm3. e. Absorción: tiene 5.56 % y no debía pasar de 3 %, incumple. C. Grava de del material del túnel triturada 9.52 mm. Obtenida en el molino de Pilón. (Figura 3.6). Granulometría (%): Tamiz-9.52 mm………………..100 Tamiz-4.76 mm………….……..56 .Tamiz-2.38 mm…………..….. 52 Tamiz-1.19 mm………….……..15 Tamiz-0.59 mm………….….…..0 57 �Ing. Reinier Leyva Avila Ver anexo No 4. Abrasión (%)…………………………………………………. 30 Peso específico corriente (g/cm3)………………………….. 2.35 Peso específico saturado (g/cm3)………………………….. 2.44 Peso específico aparente (g/cm3)………………………….. 2.60 Absorción (%)…………………………………………………. 4.27 Material más fino que el tamiz 0.074 (T-200) (%)…………. 1.64 Contenido de partículas de arcilla (%)……………………… 0.20 Peso volumétrico suelto (kg/m3) ………………….………….. 1236 Peso volumétrico compactado (kg/m3)…………………..…… 1350 Porciento de huecos (%)………………………………………. 42 Partículas planas y alargadas (%).…………………………… 53 Índice de triturabilidad (%)………………..……………………..22.95 Ver anexo No 5. Figura 3.6 Grava del material del túnel triturada 9.52 mm. Calificación según la NC 251: 2013. Áridos para hormigones Hidráulicos. Requisitos. a. Granulometría: cumple para el diámetros 12.7 mm, pero incumple para los diámetros de 9.52, 4.76, 2.38 y 1.19 mm. b. Índice de triturabilidad: tiene 22.95 %, cumple para pavimentos y pisos sometidos a desgaste, 58 �Ing. Reinier Leyva Avila c. Hormigones arquitectónicos expuestos a diferentes tipos de erosiones y otros hormigones menores de 40 MPa. d. Abrasión. Tiene 31 % de desgaste, cumple para todo tipo de hormigones, excepto los que están sometidos a erosión elevada, hormigones arquitectónicos y de obras marítimas. e. Material más fino que el tamiz 200: tiene 1.64 %, incumple para todo tipo de hormigones. f. Partículas de arcilla: Tiene 0.20 %, cumple porque está en el rango menor de 0.25 %. g. Partículas planas y alargadas: Incumple, tiene 53 % y debía tener menos de 20 %. h. Peso específico corriente: Tiene 2.35 g/cm 3, incumple porque debía tener más de 2.50 g/cm3. i. Absorción: Tiene 4.27 % y no debía pasar de 3 %, incumple. D. Grava de del material del túnel triturada 19.1 mm. Obtenida igual que los áridos anteriores.(Figura 3.7). Granulometría (%): Tamiz-25.4 mm………………..100 Tamiz-19.0 mm………………..94 Tamiz-12.7 mm………………..61 Tamiz-9.52 mm……………….10 Tamiz-4.76 mm………….……..0 Ver anexo No 4. Abrasión (%)…………………………………………………. 34 Peso específico corriente (g/cm3)………………………….. 2.32 Peso específico saturado (g/cm3)………………………….. 2.41 Peso específico aparente (g/cm3)………………………….. 2.56 59 �Ing. Reinier Leyva Avila Absorción (%)…………………………………………………. 3.70 Material más fino que el tamiz 0.074 (T-200) (%)…………. 1.22 Contenido de partículas de arcilla (%)……………………… 0.15 Peso volumétrico suelto (kg/m3) ………………….………….. 12.82 Peso volumétrico compactado (kg/m3)…………………..…… 14.03 Porciento de huecos (%)………………………………………. 40 Partículas planas y alargadas ………………………………… 43 Índice de triturabilidad (%)…….……………..………………..33.83 Ver anexo No 6. Figura 3.7 Gravadel material del túnel triturada 19.1 mm. Calificación según la NC 251: 2013. Áridos para hormigones Hidráulicos. Requisitos. a. Granulometría: Cumple para los diámetros 25.4, 19.0, 9.52 y 4.76 mm, pero incumple para el diámetro de 12.7 mm. 60 �Ing. Reinier Leyva Avila b. Índice de triturabilidad: Tiene 33.83 %, cumple para pavimentos y pisos sometidos a desgaste, hormigones arquitectónicos expuestos a diferentes tipos de erosiones y otros hormigones menores de 40 MPa.. c. Abrasión. Tiene 34 % de desgaste, cumple para todo tipo de hormigones, excepto los que están sometidos a erosión elevada, hormigones arquitectónico y de obras marítimas. d. Material más fino que el tamiz 200: tiene 1.22 %, incumple para todo tipo de hormigones. e. Partículas de arcilla: Tiene 0.15 %, cumple porque está en el rango menor de 0.25 %. f. Partículas planas y alargadas: Incumple, tiene 43% y debía tener menos de 20 %. g. Peso específico corriente: Tiene 2.32 g/cm3, incumple porque debía tener más de 2.50 g/cm3. h. Absorción: Tiene 3.70 % y no debía pasar de 3 %, incumple. E. Material carbonatado de rechazo del Molino Pilón.(Figura 3.8). Este material se obtiene como un excedente de la producción de áridos en el Molino Pilón. Sus reservas ascienden a varios miles de m3. Figura 3.8 Filler del Molino Pilón. Los resultados de las características geotécnicas obtenidas a tres muestras se dan a continuación: 61 �Ing. Reinier Leyva Avila Granulometría (%). Grava……………………………………….. 1 Arena……………………………………….. 16 Limo…………………………….…………… 70 Arcilla……………………………………….. 13 Límites de plasticidad (%). Límite Líquido……………….………………18 Limite Plástico……………………………… 15 Índice Plástico………………………….…… 3 Peso específico de los sólidos…………... 2.73 Clasifica según NC 59: clasificación Geotécnica de los Suelos, ML, es decir, limo con arena. Ver anexo No 7. F. Zeolita. Se obtiene mediante la trituración de tobas zeolitizadas de la Planta San Andrés (fracción 0.8-0 mm). (Figura 3.9). Figura 3.9 Zeolita de la Planta de San Andrés. Granulometría. Tamiz-9.52 mm………………..100 62 �Ing. Reinier Leyva Avila Tamiz-4.76 mm………………..100 .Tamiz-238 mm……………….. 100 Tamiz-1.19 mm………………....99 Tamiz-0.59 mm……………..…..74 Tamiz-2.97 mm……………..…..48 Tamiz-0.149 mm………….……..36 Cálculo de los volúmenes de los materiales de los tramos de túneles. Método: El método utilizado para el cálculo del material sobrante de la excavación fue el método de bloque. Este se emplea para calcular los depósitos explorados a base de una red geométrica incorrecta, cuando no es posible construir el sistema de corte de las exploraciones transversales, empleado también para calcular las reservas de los depósitos estratificados y en forma de filones de poca potencia. En el estado actual que están conformadas las escombreras es imposible realizar mediciones para establecer el área útil de los acopios. Escombrera Túnel Mayarí-Levisa Tramo II. Ocupa una explanación inclinada por el relieve, de unos 120 metros de largo por unos 100 metros de ancho, con una altura promedio de unos 15 metros. La franja donde se localiza el material útil está ubicada en los últimos 12 metros de la periferia de la escombrera y fue producida por la segregación que provoca el acarreo conbuldócer al acomodar el material hacia los bordes. L1 - 12 m x 100 m x 15 m = 18 000 m 3, en el lado norte del rectángulo que forma la escombrera. L2.- 12 m x 96 m x 15 m = 17 280 m3, en su lado este. Volumen de reserva = (18 000 m + 17 280 m) x 2 = 70 570 m3 y estas son aproximadamente las reservas reales presentes en la escombrera del Túnel Mayarí- 63 �Ing. Reinier Leyva Avila Levisa Tramo II. Por la granulometría el 80 % de las reservas tiene tamaños superiores a 19 mm. Reserva Total = 70 570 m x 0.80 = 56 456 m3. Para aprovechar plenamente todo el material potencialmente útil, hay que ir separando, por el método tacto-visual, el material aparentemente idóneo para los fines que se persiguen. Escombrera Conexión I. La ubicación de esta escombrera permite la formación de los derrames en dos niveles, lo que condiciona y limita el acarreo de material que sólo puede realizarse en una dirección. Esto contribuyó a que se mezclaran en todo el acopio los materiales finos y gruesos por lo que reduce la posibilidad de uso de este depósito. Escombrera Conexión II. Ocupa varias explanaciones escalonadas, donde en general se observa una mezcla desordenada de los cantos y bloques de roca con material fino producido por las voladuras y el acarreo del material con equipamiento pesado, lo que limita las reservas de la explanación más elevada. Esta tiene tres caras favorables para el derrame del material por los taludes, facilitando así la selección más competente para los fines que se persiguen. Este acopio tiene el material útil en la franja externa inmediata al derrame por los taludes, siendo sus dimensiones de 50 m (largo) x 10 m (ancho) x 8 m (potencia). Volumen de Reserva = (50 m x 10 m x 8 m) x 3 caras = 12 000 m3. Para obtener estos volúmenes hay que continuar el acarreo hacia los derrames para lograr la selección o separación del material grueso del fino. De acuerdo a la granulometría el 78 % de las reservas es superior a 19.1 mm. Reserva Total = 12 000 m x 0.78 = 9 360 m3. En la construcción del trasvase en su tercera etapa se hace necesaria la utilización de hormigones de 15, 20 y 25 Mpa en deferentes objetos de obra (Figura 3.9) y con 64 �Ing. Reinier Leyva Avila diferentes tipos de dosificaciones (Anexo 10), además se pudo calcular las cantidades de casa, carretera y acera que se puede construir. (Figura 3.10). Objetos de obras Cantidad de hormigón (m3) Canal 1 235 Túnel 236 Conductoras 550 Agricultura 600 Total 2 621 Figura 3.9Cantidad de hormigón a utilizar en el Trasvase Este-Oeste en su III etapa. Obras Cantidad Cantidad de material (m3) Casa (U) 10 000 535 500 Carretera (H.C.R. (Km) 230 535 500 Aceras (Km) 20 535 500 Figura 3.10. Cantidad de casa, carreteras y aceras. 3.5 Resultados sobre las dosificaciones de hormigones obtenidas. En total se diseñaron 6 dosificaciones, 4 de Hormigón Convencional Hidráulico (HCH) y 2 de Hormigón Compactado con Rodillo (HCR). HCH. Los 4 diseños de HCH tienen las siguientes particularidades: HCH-1.- Se diseñó con arena y grava 19.1 mm de peridotita y 350 Kg/m 3 de cemento Portland P-350. HCH-2.- Se diseñó con arena y grava 19.1 mm de peridotita y 400 Kg/m 3 de cemento Portland P-350. HCH-3.- Se diseñó con arena del molino de Pilón y grava 19.1 mm de peridotita y 350 Kg/m3 de cemento Portland P-350. 65 �Ing. Reinier Leyva Avila HCH-4.- Se diseñó con arena del molino de Pilón y grava 19.1 mm de peridotita y 400 Kg/m3 de cemento Portland P-350. Se varió uno de los contenidos de cemento, porque lo más importante de la investigación era la evaluación de los nuevos áridos producidos por la trituración de la peridotita y para ello era mejor realizar las dosificaciones con contenidos de cemento más cercanos, es decir 350 y 400 Kg/m3, en vez de 300 y 400 Kg/m3. Si se comparan las probetas de HCH fabricadas con arena de peridotita con las obtenidas con arena de Pilón se observa que la resistencia a la compresión es superior a las fabricadas con arena triturada de peridotita, pero no tienen una diferencia sustancial, de lo que se deduce que el nuevo árido obtenido a partir de las peridotitas, en general tiene parámetros de calidad cercanos a la reconocida arena del Molino de Pilón. También hay que tener en cuenta que este árido fino producido en el Molino de Pilón incumple con algunos de los requisitos que establece la NC 251: 2013; lo mismo ocurre con la arena obtenida de las peridotitas: - Granulometría de los áridos finos (incumplen para los diámetros del 2.38 al 0.149 mm). - Módulo de finura: tiene 3.87 vs 4.06, respectivamente y debía estar en ambas dentro del rango de 2.20 a 3.58. - Peso específico corriente: menor de 2.50 g/cm3, en ambas. No obstante ello, se alcanzaron valores aceptables de resistencia a la compresión a los 28 días con dos contenidos de cemento, 350 y 400 Kg/m 3:  Resistencia a compresión de la arena Pilón y grava del material de rechazo de los túnel con 350 Kg/m3 de cemento (28 días)------------ 23.2 MPa.  Resistencia a compresión de la arena y grava del material de rechazo de los túnel con 350 Kg/m3 de cemento (28 días)--- 21.8 MPa. Se aprecia superioridad de la arena de Pilón, pero no muy pronunciada. Ver anexos No 8 y 9. 66 �Ing. Reinier Leyva Avila  Resistencia a la compresión de la arena de Pilón con 400 Kg/m 3 de cemento (28 días)----- 31.4 MPa.  Resistencia a la compresión de la arena del material de rechazo de los túnel con 400 Kg/m3 de cemento (28 días)- 26.4 MPa. Este resultado de resistencia a la compresión relativamente alta, abre vías de investigación para estudiar hormigones con menor contenido de cemento, que cumplan con los objetivos iníciales de fabricar hormigones de media y baja resistencia, usando como materia prima de los áridos el material de rechazo excavada en el Túnel MayaríLevisa. HCR. Los dos diseños de dosificaciones de HCR están constituidos por:  HCR-5.- Arena y gravas de 9.52 y 19.1 mm del material de rechazo, filler de material carbonatado de rechazo del Molino Pilón y 260 Kg/m 3 de cemento Portland P-350.  HCR-6.- Arena y gravas de 9.52 y 19.1 mm del material de rechazo, filler de zeolita fracción 0.8-0 mm y 260 Kg/m3 de cemento Portland P-350. También en las dosificaciones de HCR se uso un solo contenido de cemento (260 Kg/m3, en vez de 230 y 260. Esto se realizó para estudiar paralelamente dos tipos de filler con un mismo contenido de cemento. Con el diseño HCR-5 se lograron resistencias a la compresión de 11.1 MPa a los 7 días y 17.0 MPa a los 28 días. Estos no son valores elevados, pero si se considera que todos son áridos que se dosifican por primera vez y que el denominado filler de Pilón se obtiene como desecho en la planta y que del mismo existen reservas en grandes cantidades, entonces se puede valorar que los resultados son altamente satisfactorios. Con el HCR-6 se ratificó lo planteado en el párrafo anterior ya que con un filler de reconocido uso en dosificaciones las probetas fabricadas con esta dosificación dieron resultados ligeramente superiores a los obtenidos con el filler de Pilón; estos fueron: 13.1 MPa a los 7 días y 18.7 MPa a los 28 días. 67 �Ing. Reinier Leyva Avila En el anexo No 8 aparecen resumidos los componentes, parámetros y resultados de cada uno de los diseños y en el anexo No 9 los resultados de la ruptura de todas las probetas ensayadas. 68 �Ing. Reinier Leyva Avila CONCLUSIONES. 1. Las litologías predominantes en la construcción del Túnel Conexión I y Conexión II, son las peridotitas serpentinizadas y las serpentinitas. 2. La arena de peridotita no cumple con algunos requisitos de la granulometría, módulo de finura, peso específico corriente y absorción y cumple para material más fino que el tamiz 200, según NC 251: 2013. 3. La grava de 19.1 mm del material del túnel cumple para la mayor parte de los tamices normalizados, índice de triturabilidad, material más fino que el tamiz 200 y el contenido de partículas de arcilla. Incumple el porciento de partículas planas y alargadas. 4. Se obtuvieron resistencias a la compresión en probetas de HCH de 21.8 y 26.4 MPa a los 28 días, con contenidos de cemento, 350 y 400 Kg/m 3. En probetas de HCR se obtuvieron resistencias a la compresión de 17.0 y 18.7 MPa, incrementando el contenido de cemento a partir de los 260 Kg/m3. 69 �Ing. Reinier Leyva Avila RECOMENDACIONES. 1. Continuar dando seguimiento a estas investigaciones tomando en cuenta el avance del trasvase en su construcción y el incremento sostenido del volumen de estos materiales para lograr implementar definitivamente el empleo de los áridos de peridotitas serpentinizadas en las obras constructivas. 2. Investigar con más presión las mezclas de áridos del pilón con los desechos de los túneles para complementar las exigencias sobre los parámetros evaluados en los áridos. 3. Adiestrar a los trabajadores que reciben el material de las excavaciones en las escombreras, para separar en el acopio el material con mejores propiedades. 4. Preparar las explanaciones y el acceso a las actuales escombreras teniendo en cuenta el uso que se le dará a estos desechos en el futuro. 70 �Ing. Reinier Leyva Avila RELACIÓN DE ANEXOS. Anexo # 1 Tabla Nº 1. Resultados de la clasificación geotécnica de los Suelos, como GP, es decir grava mal graduada. Tabla Nº 2. Composición granulométrica Túnel Mayarí- Levisa Tramo II. Gráfico Nº 1. Rango granulométrico Túnel Mayarí- Levisa Tramo II. Tabla Nº 3. Propiedad físico-mecánica Escombrera Túnel Mayarí- Levisa Tramo II. Anexo # 2 Tabla Nº 4. Resultados de la clasificación geotécnica de los suelos, como GP, es decir grava mal graduada Escombrera Conexión I. Tabla Nº 5. Composición granulométrica Escombrera Conexión I. Gráfico Nº 2. Rango granulométrico Escombrera Conexión I. Tabla Nº 6. Propiedad físico-mecánica de la Escombrera Conexión I. Anexo # 3 Tabla Nº 7. Propiedades físicas del suelo Escombrera Conexión II. Tabla Nº 8. Composición granulométrica Escombrera Conexión II. Gráfico Nº 3. Rango granulométrico Escombrera Conexión II. Tabla Nº 9. Propiedades físico-mecánicas de las rocas Escombrera Conexión II. Anexo # 4 Tabla Nº 10. Propiedades físicas de los áridos. Granulometría de los áridos y grava peridotita. Anexo # 5 Tabla Nº 11. Propiedades físicas de los áridos. Arena del Molino Pilón y Arena de Peridotita. 71 �Ing. Reinier Leyva Avila Anexo # 6 Tabla Nº11. Propiedades físicas del árido grueso. Grava 9.52 y 19,1 mm de Peridotita. Anexo # 7 Tabla Nº 12. Propiedades físicas filler del molino Pilón. Anexo # 8 Tabla Nº 13. Resultados de las dosificaciones. Anexo # 9 Tabla Nº 14.Hormigón Convencional Hidráulico (HCH). Anexo # 10 Tabla Nº 14. Dosificación de diferentes hormigones que se utiliza en los trasvases. 72 �Ing. Reinier Leyva Avila BIBLIOGRAFÍA. AUTORES, C.D. Léxico Estratigráfico Digital. En. Instituto de Geología y Paleontología, 2007. BLANCO, B. J. L., 2009. MARTÍNEZ, P. R. M., 2009. Estudio Ingeniero-Geológico Túnel Levisa-Melones. CASAL CORELLA C. 1986. 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Determinación del Material más Fino que el tamiz de 0.074 mm (200). Método de Ensayo. 75 �Ing. Reinier Leyva Avila NC 186: 2002 Arena. Peso Específico y Absorción de Agua. Método de Ensayo. NC 188: 2002 Áridos Gruesos. Abrasión. Método de Ensayo. NC 189: 2002 Áridos Gruesos. Determinación de Partículas planas y alargadas. Método de Ensayo. P(11)-2.04-05 Procedimiento para la recepción, preparación, protección, almacenamiento y/o disposición final de las muestras. PONS H J; C. A. LEYVA R Y OTROS. 2011. Perspectivas de Cuba en la producción de materiales refractarios básicos. 2011. Monografía. Disponible en: http://www.monografias.com/trabajos-pdf2/perspectivas-cuba-produccion-materialesrefractarios.pdf PONS H J; C. A. LEYVA R Y OTROS. 2011. Fundamentos científicos para la utilización de las dunitas serpentinizadas de la región de Moa. Memorias de la IV Convención Cubana de Ciencias de la Tierra. ISBN 978-959-7117-30. RAUJDAL. (2009). 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Reinier Leyva Avila SIGLAS UTILIZADAS: 1- (RAUDAL) Empresa de Investigaciones y Proyectos Hidráulicos. 2- (ENIA ) Empresa Nacional de Investigaciones Aplicadas. 3- (ESI DIP) Empresa de Servicios Ingenieros Dirección Integrada de Proyectos. 4- (HCH) Hormigón Convencional Hidráulico. 5- (HCR) Hormigón Compactado con Rodillo. 6- (ECOH) Empresa Constructora de Obras Hidráulicas. 77 �Ing. Reinier Leyva Avila PROPIEDADES FÍSICO-MECÁNICAS DE LOS SUELOS Y ROCAS UTILIZADAS.  s - Peso Específico de los Suelos (Partículas sólidas) (adimensional).  Nat - Humedad Natural (%).  f - Peso Específico Húmedo (Densidad Húmeda, kN/m3).  d - Peso Específico Seco (Densidad Seca, kN/m3).  e - Relación de Vacíos (adimensional).  S - Saturación (%).  s - Peso Específico de los Suelos (Partículas sólidas) (adimensional).  s - Peso Específico de los Suelos (Partículas sólidas) (adimensional).  Kab- Coeficiente de ablandamiento.  Sat - Peso Específico Saturado (Densidad Saturada, kN/m 3).  GP- Grava mal graduada.  ML-Limo con arena.  S - Saco. 78 �Anexo 1 7 54 55 57 56 56 77 64 66 80 75 69 54 75 62 59 60 81 72 66 79 20 54 81 65 % 8 8 5 7 7 10 12 11 11 9 16 7 8 9 12 10 7 12 12 12 12 20 5 16 10 s Clasificación Finos (Limo + Arcilla) (< 0.075 mm) Arena ( ≥ 0.075 y < 4.75 mm) Piedra ( ≥ 152,4 mm ) Profundidad (m) Tipo No Punto de muestreo (Identificación) Registro 1 2 3 4 5 6 Escombrera Túnel Mayarí-Levisa Tramo II. 18-306 P-1 1 S Superficie 37 18-307 P-2 1 S Superficie 39 18-308 P-3 1 S Superficie 33 18-309 P-4 1 S Superficie 36 18-310 P-5 1 S Superficie 32 18-311 P-6 1 S Superficie 7 18-312 P-7 1 S Superficie 24 18-313 P-8 1 S Superficie 20 18-314 P-9 1 S Superficie 8 18-315 P-10 1 S Superficie 5 27-430 P-21 1 S Superficie 22 27-431 P-22 1 S Superficie 38 27-432 P-23 1 S Superficie 15 27-433 P-24 1 S Superficie 25 27-434 P-25 1 S Superficie 29 27-435 P-26 1 S Superficie 32 27-436 P-27 1 S Superficie 6 27-437 P-28 1 S Superficie 14 27-438 P-29 1 S Superficie 21 27-439 P-30 1 S Superficie 7 No Observaciones (n) 20 Valor Mínimo (x-) 5 Valor Máximo (x+) 39 Valor Promedio (x) 23 Grava (≥ 4.75 y <152,4 mm) Granulometría Muestra 9 10 11 1 1 3 1 2 4 1 3 3 4 2 0 1 1 2 1 1 2 1 2 20 0 4 2 2,65 2,64 2,63 2,63 2,65 2,65 2,63 2,65 2,65 2,62 2,66 2,65 2,64 2,65 2,63 2,62 2,63 2,67 2,63 2,65 20 2,62 2,67 2,64 GP GP GP GP GP GP GP GP GP GP GP GP GP GP GP GP GP GP GP GP - Tabla Nº 1 Resultados de la clasificación geotécnica de los suelos, como GP, es decir grava mal graduada. �Composición Granulométrica. Tamices / Abertura en mm / % que Pasa Grava (≥ 4.75 y <152,4 mm) Arena ( ≥ 0.075 y < 4.75 mm) Finos (Limo + Arcilla) (< 0.075 mm) 1 1 37 30 10 10 4 54 8 1 9 6 4 3 2 2 2 1 39 31 11 10 3 55 5 1 15 10 7 5 4 4 3 3 33 29 12 8 8 57 7 3 11 8 7 6 5 4 3 1 36 34 11 5 6 56 7 1 17 12 8 6 4 4 3 2 32 31 10 7 8 56 10 2 25 23 16 11 8 6 5 4 4 7 21 22 25 9 77 12 4 25 17 14 12 9 8 7 5 2 1 24 28 10 21 5 64 11 1 25 20 20 14 10 6 5 4 3 3 20 23 21 16 6 66 11 3 43 29 20 19 12 8 6 5 4 3 3 8 22 27 23 8 80 9 3 53 40 34 29 20 13 9 7 6 4 4 5 26 16 19 14 75 16 4 45 33 21 18 13 9 6 4 3 2 2 2 22 22 23 15 9 69 7 2 33 25 17 15 12 8 5 2 1 1 0 0 38 22 16 10 6 54 8 0 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 152,40 127,00 101,60 76,200 50,800 38,100 25,000 19,000 9,5200 18-306 P-1 1 S Superficie 100 100 100 78 63 47 40 33 28 23 18 13 12 18-307 P-2 1 S Superficie 100 100 100 76 61 46 38 30 25 19 13 9 18-308 P-3 1 S Superficie 100 100 100 87 67 48 43 38 32 26 21 18 18-309 P-4 1 S Superficie 100 100 100 81 64 46 38 30 25 19 16 14 18-310 P-5 1 S Superficie 100 100 100 86 68 49 43 37 32 27 23 20 18-311 P-6 1 S Superficie 100 100 100 100 93 87 80 72 61 50 32 18-312 P-7 1 S Superficie 100 100 100 87 76 65 57 48 43 38 18-313 P-8 1 S Superficie 100 100 100 91 80 69 63 57 46 36 18-314 P-9 1 S Superficie 100 100 100 100 92 83 77 70 56 18-315 P-10 1 S Superficie 100 100 100 100 95 90 79 69 61 27-430 P-21 1 S Superficie 100 100 100 88 78 68 62 56 27-431 P-22 1 S Superficie 100 100 100 70 62 55 48 41 N Observaciones (n) 20 20 20 20 20 20 Curva Mínima 100 100 100 4 10 20 40 60 140 200 Gravilla ( ≥ 4.75 y < 19,0mm ) 2 3/4" 3/8" Piedra 19 (≥ 19,0 y < 38,1 mm ) 3 1" Macadan ( ≥ 38,1 y < 76,2 mm ) 4 1.5" Rajoncillo ( ≥ 76,2 y < 152,4 mm) 0,0750 6 2" Piedra ( ≥ 152,4 mm ) 0,1500 Grava (≥ 4.75 y <152,4 mm) 9 3" 254,00 4" 381,00 5" 0,2500 990,60 6" 0,4250 > 990.6 10" 0,8500 15" 2,0000 39" Granulometría (%) 4,7500 > 39" Profundidad (m) Tipo o N Punto de muestreo (Identificación) Registro Muestra Escombrera Túnel Mayarí- Levisa Tramo II. o (x-) 20 70 61 46 38 30 25 19 13 9 9 6 4 2 1 1 0 0 39 31 11 10 3 55 6 0 95 90 80 72 61 53 40 34 29 20 13 9 7 6 4 4 5 23 19 19 14 75 16 4 78 66 58 50 41 33 24 19 16 12 8 5 4 3 2 2 22 28 17 14 7 88 10 2 Curva Máxima (x+) 100 100 100 100 Curva Promedio (x) 100 100 100 90 Tabla Nº 2. Composición granulométrica Túnel Mayarí- Levisa Tramo II. �Gráfico de Rango Granulométrico. 20 100 4 1 " 1 4 3 10 15 6 39 90 80 70 Curva Máxima % que pasa 60 50 40 Curva Promedio 30 Curva Mínima 20 100,0 100 254,0 381,0 152,4 10,0 10 76,2 0,425 1,0 1 Diámetro ( mm ) 19,0 25,0 38,1 0,1 0,1 4,75 0,0 0,002 0,0050,010 0,0 0,001 2,0 0 0,075 10 1000,0 1000 Grava (≥ 4.75 y <152,4 mm) (%) Curva Fino (Arcilla + Limo) (< 0.075 mm) (%) Arena ( ≥ 0.075 y < 4.75 mm) (%) Gravilla P.19 Mcdan Rjcillo Piedra (≥152,4mm)(%) Máx. 4 16 14 19 19 23 5 Mín. 0 6 3 10 11 31 39 10 7 14 17 28 22 Prom. 2 Gráfico Nº 1. Rango granulométrico Túnel Mayarí- Levisa Tramo II. �Saturada Precons 2005 Seca Tabla adaptada de Duncan y Jennings sat Por Kab S Dureza n FKP e Absorción d Dureza Kab f Coef. Abland. nat kN/m3 Profundidad (m) Tipo o N Punto de muestreo (Identificación) egistro Resistencia a la compresión Peso Específico Natural Muestra % 5,8 18 25,2 28,0 20,4 0,73 0,82 2,8 Ablandable Blanda Media RI Superficie 2,66 0,64 0,43 24,69 24,58 0,06 Superficie 2,65 0,59 0,64 24,91 24,75 0,05 4,7 35 25,2 28,1 18,7 0,66 1,03 2,8 Ablandable Blanda Media RI Superficie 2,64 0,53 0,59 25,14 24,99 0,04 3,6 42 25,3 22,6 14,2 0,63 1,45 2,3 RI Superficie 5,9 22 25,0 8,6 0,85 1,78 1 Ablandable No Ablandable Blanda Muy Blanda Media 2,65 0,60 0,53 24,56 24,43 0,06 Blanda 4,0 38 25,1 17,7 0,66 1,56 2,7 Blanda Media 2,62 0,59 0,78 24,96 24,77 0,04 3,8 52 25,1 29,5 0,84 1,75 3,5 Blanda Media 2,63 0,48 0,59 24,70 24,56 0,05 4,8 31 25,0 27,5 0,99 1,34 2,8 Blanda Media 2,67 0,37 0,48 24,93 24,81 0,06 5,2 23 25,3 24,7 0,89 0,84 2,8 Blanda Media 21,6 0,81 1,28 2,7 Ablandable No Ablandable No Ablandable No Ablandable No Ablandable Blanda Media 20,6 0,74 1,48 2,8 0,77 1,29 Blanda Muy Blanda Media 11,6 Ablandable No Ablandable Blanda 23,0 0,62 0,96 Media 0,77 1,10 Blanda Blanda 31,2 0,90 1,09 3,5 Ablandable No Ablandable No Ablandable Blanda 16,1 Blanda Media 20 20 20 20 - - - % % kN/m3 % s MPa Escombrera Túnel Levisa - Mayarí 18-316 P-11 1 RI 18-317 P-12 1 18-318 18-319 P-13 P-14 1 1 18-320 P-15 1 RI Superficie 2,63 0,78 0,60 24,91 24,76 0,04 18-321 P-16 1 RI Superficie 10,2 26,9 35,1 18-322 P-17 1 RI Superficie 18-323 P-18 1 RI Superficie 18-324 P-19 1 RI Superficie 2,63 0,92 0,37 25,09 25,00 0,03 3,1 31 25,3 18-325 P-20 1 RI Superficie 2,65 0,42 0,92 25,20 24,97 0,04 3,8 61 25,3 27-440 P-31 1 RI Superficie 2,66 0,45 0,25 25,32 25,26 0,03 3,1 21 25,6 RI Superficie 2,64 0,47 0,24 23,83 23,77 0,09 8,1 7 24,6 2,65 0,20 0,42 25,18 25,07 0,04 3,6 30 25,4 2,63 0,47 0,23 24,25 24,19 0,07 6,2 9 24,8 20 20 20 20 7 27-441 P-32 1 27-442 P-33 1 RI Superficie 27-443 P-34 1 RI Superficie No de observaciones (n) 20 20 20 20 20 20 27,8 27,6 26,7 27,9 15,1 36,8 20,9 34,6 1,5 3,7 2,1 Valor Mínimo (x-) 24,37 10,2 8,6 0,62 0,66 1,02 - - - Valor Máximo (x+) 2,67 0,98 0,92 25,52 25,34 0,11 10,0 61 25,66 36,8 31,2 0,99 1,91 3,68 - - - Valor Promedio (x) 2,64 0,58 0,53 24,71 24,58 0,06 5,23 29 25,09 26,2 20,6 0,78 1,27 2,62 - - - 2,62 0,18 0,23 23,59 23,39 0,03 3,08 Tabla Nº 3. Propiedades físico-mecánicas Escombrera Túnel Mayarí- Levisa Tramo II. ���Anexo 2 s Clasificación Finos (Limo + Arcilla) (< 0.075 mm) Arena ( ≥ 0.075 y < 4.75 mm) Piedra ( ≥ 152,4 mm ) Profundidad (m) Tipo No Punto de muestreo (Identificación) Registro Grava (≥ 4.75 y <152,4 mm)mm Granulometría Muestras % 1 2 3 4 Conexión I 27-458 P-1 1 S 27-459 P-2 1 S 27-460 P-3 1 S 27-461 P-4 1 S 27-462 P-5 1 S 27-463 P-6 1 S 27-464 P-7 1 S 27-465 P-8 1 S 27-466 P-9 1 S 27-467 P-10 1 S 0 N Observaciones (n) Valor Mínimo Valor Máximo Valor Promedio 5 6 7 8 9 10 11 Superficie Superficie Superficie Superficie Superficie Superficie Superficie Superficie Superficie Superficie 0 0 3 0 4 8 5 0 0 5 88 80 80 86 73 68 80 80 78 72 11 17 15 12 22 23 14 17 20 21 1 3 2 2 1 1 1 3 2 2 2,64 2,62 2,63 2,63 2,64 2,62 2,63 2,62 2,64 2,64 GP GP GP GP GP GP GP GP GP GP 10 10 10 10 10 - 0 8 3 68 88 78 11 23 17 1 3 2 2,62 2,64 2,63 - (x-) (x+) (x) Tabla Nº 4. Resultados de la clasificación geotécnica de los suelos, como GP, es decir grava mal graduada Escombrera Conexión I. �Muestra Tamices / Abertura en mm / % que Pasa > 990.6 990,60 381,00 254,00 152,40 127,00 101,60 76,200 50,800 38,100 25,000 19,000 9,5200 4,7500 2,0000 0,8500 0,4250 0,2500 0,1500 0,0750 Rajoncillo ( ≥ 76,2 y < 152,4 mm) Macadan ( ≥ 38,1 y < 76,2 mm ) Piedra 19 (≥ 19,0 y < 38,1 mm ) Gravilla ( ≥ 4.75 y < 19,0mm ) Grava (≥ 4.75 y <152,4 mm) Arena ( ≥ 0.075 y < 4.75 mm) Finos (Limo + Arcilla) (< 0.075 mm) S Superficie 100 100 100 100 100 76 55 48 42 34 27 17 15 12 9 7 5 3 2 1 0 52 14 17 5 88 11 1 27-459 P-2 1 S Superficie 100 100 100 100 100 98 92 77 63 52 44 37 27 20 15 12 9 7 5 3 0 23 25 15 17 80 17 3 27-460 P-3 1 S Superficie 100 100 100 100 97 90 88 79 72 62 49 35 25 17 13 10 7 5 4 2 3 18 17 27 18 80 15 2 27-461 P-4 1 S Superficie 100 100 100 100 100 93 78 69 56 45 32 29 19 14 10 9 7 5 3 2 0 31 24 16 15 86 12 2 27-462 P-5 1 S Superficie 100 100 100 100 96 92 87 76 70 66 58 43 35 23 15 10 4 3 1 1 4 20 10 23 20 73 22 1 27-463 P-6 1 S Superficie 100 100 100 100 92 86 75 68 57 46 41 39 33 24 16 9 6 4 3 1 8 24 22 7 15 68 23 1 27-464 P-7 1 S Superficie 100 100 100 100 95 84 73 71 65 53 42 28 21 15 9 7 4 2 2 1 5 24 18 25 13 80 14 1 27-465 P-8 1 S Superficie 100 100 100 100 100 93 81 68 59 44 37 30 26 20 17 14 10 8 5 3 0 32 24 14 10 80 17 3 27-466 P-9 1 S Superficie 100 100 100 100 100 97 89 79 62 51 46 35 30 22 28 13 7 5 4 2 0 21 28 16 13 78 20 2 27-467 P-10 1 S Superficie 100 100 100 100 95 89 82 76 67 59 48 39 31 23 17 9 7 4 2 2 5 19 17 20 16 72 21 2 N Observaciones (n) 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 Curva Mínima (x-) 100 100 100 100 92 76 55 48 42 34 27 17 15 12 9 7 4 2 1 1 8 44 14 17 5 80 11 1 Curva Máxima (x+) 100 100 100 100 100 98 92 79 72 66 58 43 35 24 28 14 10 8 5 3 0 21 13 23 19 76 21 3 Curva Promedio (x) 100 100 100 100 98 90 80 71 61 51 42 33 26 19 15 10 7 5 3 2 2 27 20 18 14 81 17 2 39" 15" 10" 6" 5" 4" 3" 2" 1.5" 1" 3/4" 3/8" 4 10 20 40 60 140 200 Piedra ( ≥ 152,4 mm ) Profundidad (m) 1 o P-1 Punto de muestreo (Identificación) 27-458 Registro Tipo Grava (≥ 4.75 y <152,4 mm) N > 39" Granulometría (%) Conexión I o Tabla Nº 5. Composición granulométrica Escombrera Conexión I. �10 100 " 3 " 1 4 " 6 " 10 254,0 40 152,4 200 " 15 " 39 90 80 70 Curva Máxima % que pasa 60 50 40 Curva Promedio Curva Mínima 30 20 0,425 1,0 1 10,0 10 100,0 100 381,0 0,1 0,1 76,2 Diámetro ( mm ) 38,1 0,0 0,010 25,0 0,005 19,0 0,002 4,75 0,0 0,001 2,0 0 0,075 10 1000,0 1000 Grava (≥ 4.75 y <152,4 mm) (%) Fino (Arcilla + Limo) (< 0.075 mm) (%) 3 Máx. 1 Mín. 2 Prom. Curva Arena ( ≥ 0.075 y < 4.75 mm) (%) 21 11 17 Gráfico Nº 2. Rango granulométrico Escombrera Conexión I. Gravilla 19 5 14 P.19 Mcdan 23 13 17 14 18 20 Rjcillo 21 44 27 Piedra (≥152,4mm)(%) 0 8 2 �Propiedades Físico-Mecánicas de las Rocas. Seca Satu rada Precons 2005 sat Tabla adaptada de Duncan y Jennings S Muy Blanda Blanda Ablandable Blanda Blanda Ablandable Blanda Media Por Kab n Dureza e Absorción d Coef. Abland. f Dureza FKP Kab kN/m3 Tipo o nat N Punto de muestreo (Identificación) Registro Resistencia a la compresión Peso Específico Natural Muestra % Superficie 2,64 1,41 1,03 24,96 24,71 0,05 4,7 55 25,2 10,2 9,2 0,90 1,96 1,02 No Ablandable 1,03 0,95 23,49 23,27 0,12 10,4 22 24,3 18,7 6,8 0,37 1,62 1,87 21,0 7,3 0,35 2,64 2,1 0,23 s % kN/m3 % % MPa Conexión I 27-468 P-11 1 RI 27-469 P-12 1 RI Superficie 2,65 27-470 P-13 1 RI Superficie 2,64 1,39 1,02 23,58 23,34 0,11 9,7 25 24,3 0,84 0,87 24,99 24,77 0,05 4,5 49 25,2 24,5 5,6 1,37 2,45 Ablandable Blanda Media 0,95 24,93 24,70 0,05 4,8 50 25,2 19,3 13,4 0,69 1,42 1,93 Ablandable Blanda Blanda 5 5 5 5 5 5 5 5 5 - - - 27-471 P-14 1 RI Superficie 2,65 27-472 P-15 1 RI Superficie 2,64 0,93 5 5 No Observaciones(n) 5 5 5 Valor Mínimo (x-) 2,64 0,84 0,87 23,49 23,27 0,05 4,53 22 24,29 10,2 5,6 0,23 1,37 1,02 - - - Valor Máximo (x+) 2,65 1,41 1,03 24,99 24,77 0,12 10,4 55 25,22 24,5 13,4 0,90 2,64 2,45 - - - Valor Promedio (x) 2,64 1,12 0,96 24,39 24,16 0,07 6,81 40 24,82 18,7 8,5 0,51 1,80 1,87 - - - Tabla Nº 6. Propiedades físico-mecánicas de la Escombrera Conexión I. �Anexo 3 Piedra ( ≥ 152,4 mm ) Grava (≥ 4.75 y <152,4 mm) Arena ( ≥ 0.075 y < 4.75 mm) Finos (Limo + Arcilla) (< 0.075 mm) Profundidad (m) Tipo o N Punto de muestreo (Identificación) Registro 6 7 8 9 s Clasificación Granulometría Muestra % 1 2 3 4 5 10 11 Escombrera Conexión II 43-744 P-61 1 S Superficie 28 59 12 1 2,63 GP 43-745 P-62 1 S Superficie 33 51 17 0 2,62 GP 43-746 P-63 1 S Superficie 40 52 8 0 2,64 GP 43-747 P-64 1 S Superficie 35 56 9 1 2,64 GP 43-748 P-65 1 S Superficie 20 70 8 2 2,66 GP 43-749 P-66 1 S Superficie 15 74 10 1 2,63 GP 43-750 P-67 1 S Superficie 11 76 12 1 2,61 GP 43-751 P-68 1 S Superficie 14 71 14 1 2,64 GP 43-752 P-69 1 S Superficie 18 71 10 1 2,64 GP 43-753 P-70 1 S Superficie 13 77 9 1 2,63 GP 43-754 P-71 1 S Superficie 15 76 8 1 2,62 GP 43-755 P-72 1 S Superficie 35 54 10 1 2,64 GP 43-756 P-73 1 S Superficie 29 60 10 1 2,63 GP 43-757 P-74 1 S Superficie 17 73 9 1 2,62 GP 43-758 P-75 1 S Superficie 29 59 11 1 2,64 GP 43-759 P-76 1 S Superficie 13 70 16 1 2,64 GP 43-760 P-77 1 S Superficie 12 75 11 2 2,64 GP 43-761 P-78 1 S Superficie 7 81 10 2 2,62 GP 43-762 P-79 1 S Superficie 9 76 14 1 2,64 GP 43-763 P-80 1 S Superficie 7 66 27 0 2,63 GP 20 20 20 20 20 - 0 N Observaciones (n) Valor Mínimo Valor Máximo Valor Promedio (x-) (x+) (x) 7 51 8 0 2,61 - 40 81 27 2 2,66 - 20 67 12 1 2,63 - Tabla Nº 7. Propiedades físicas del suelo Escombrera Conexión II. �Tamices / Abertura en mm / % que Pasa 50,800 38,100 25,000 19,000 9,5200 4,7500 2,0000 0,8500 0,4250 0,2500 0,1500 0,0750 Piedra ( ≥ 152,4 mm ) Grava (≥ 4.75 y <152,4 mm) Arena ( ≥ 0.075 y < 4.75 mm) Finos (Limo + Arcilla) (< 0.075 mm) 72 62 54 46 39 32 26 22 19 13 8 5 3 3 1 1 28 26 14 10 9 59 12 1 43-746 P-63 1 S Superficie 100 100 100 70 60 50 42 33 29 24 18 15 13 8 5 3 2 1 1 0 40 27 8 9 7 52 8 0 43-747 P-64 1 S Superficie 100 100 100 75 65 56 45 35 32 29 22 17 14 9 6 4 3 2 1 1 35 30 6 12 8 56 9 1 43-748 P-65 1 S Superficie 100 100 100 88 80 68 54 40 36 29 25 19 15 10 7 5 4 3 2 2 20 40 11 10 9 70 8 2 43-749 P-66 1 S Superficie 100 100 100 92 85 74 61 50 42 34 27 18 14 11 9 8 6 4 2 1 15 35 16 16 7 74 10 1 43-750 P-67 1 S Superficie 100 100 100 100 89 77 65 51 45 32 26 21 16 13 10 8 6 5 3 1 11 38 19 11 8 76 12 1 43-752 P-69 1 S Superficie 100 100 100 91 82 75 62 57 46 31 23 19 13 11 8 6 5 4 2 1 18 25 26 12 8 71 10 1 43-753 P-70 1 S Superficie 100 100 100 100 87 73 62 51 41 31 19 15 14 10 6 4 3 2 1 1 13 35 20 16 6 77 9 1 43-754 P-71 1 S Superficie 100 100 100 100 85 73 50 43 37 30 25 17 13 9 7 6 4 3 2 1 15 42 13 13 8 76 8 1 43-755 P-72 1 S Superficie 100 100 100 75 65 54 46 39 34 29 21 18 15 10 7 4 3 2 1 1 35 26 11 8 54 10 1 43-760 P-77 1 S Superficie 100 100 100 94 88 76 65 52 42 35 27 22 16 13 8 6 5 4 3 2 12 36 17 13 9 75 11 2 43-761 P-78 1 S Superficie 100 100 100 100 93 84 70 64 58 46 33 24 18 12 10 9 7 5 4 2 7 29 18 22 12 81 10 2 43-762 P-79 1 S Superficie 100 100 100 100 91 85 73 67 52 47 36 25 21 15 11 8 6 5 3 1 9 24 20 22 10 76 14 1 43-763 P-80 1 S Superficie 100 100 100 100 93 85 76 66 57 48 42 38 32 27 18 11 6 3 2 0 7 27 18 10 11 66 27 0 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 19 15 20 16 20 7 52 8 0 26 19 10 11 66 25 2 87 12 1 Profundidad (m) o N Observaciones (n) Curva Mínima 20 (x-) 20 4" 3" 2" 1.5" 1" 3/4" 3/8" 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 20 100 100 100 4 10 20 40 60 140 200 9 70 60 50 42 33 29 24 18 15 12 8 5 3 2 1 0 0 40 27 93 85 76 67 58 48 42 38 32 27 18 11 7 5 4 2 7 80 70 59 50 43 35 27 22 18 13 9 6 4 3 2 1 20 30 15 13 Curva Máxima (x+) 100 100 100 100 Curva Promedio (x) 100 100 100 90 Tabla Nº 8. Composición granulométrica Escombrera Conexión II. 8 9 Gravilla ( ≥ 4.75 y < 19,0mm ) 76,200 82 5" Piedra 19 (≥ 19,0 y < 38,1 mm ) 101,60 Superficie 100 100 100 6" Macadan ( ≥ 38,1 y < 76,2 mm ) 127,00 S 10" Rajoncillo ( ≥ 76,2 y < 152,4 mm) 152,40 1 o P-61 Punto de muestreo Identificación) 43-744 Registro 254,00 990,60 Grava (≥ 4.75 y <152,4 mm) 381,00 15" Tipo 39" Granulometría (%) N > 39" > 990.6 Muestra 9 �Gráfico de Rango Granulométrico. 200 40 10 " 1 4 " 3 " 6 " 10 " 15 " 39 100 90 80 70 Curva Máxima % que pasa 60 50 40 30 Curva Mínima Curva Promedio 20 100,0 100 381,0 10,0 10 254,0 1,0 1 Diámetro ( mm ) 152,4 0,425 76,2 0,1 0,1 38,1 0,0 0,010 25,0 0,005 19,0 0,002 4,75 0,0 0,001 2,0 0 0,075 10 1000,0 1000 Grava (≥ 4.75 y <152,4 mm) (%) Curva Máx. Mín. Prom. Fino (Arcilla + Limo) (< 0.075 mm) (%) 2 0 1 Arena ( ≥ 0.075 y < 4.75 mm) (%) 25 8 12 Gráfico Nº 3. Rango granulométrico Escombrera Conexión II. Gravilla 11 7 9 P.19 10 9 13 Mcdan 9 8 15 Rjcillo 26 27 30 Piedra (≥152,4mm)(%) 7 40 20 �Satu rada PreconsII 2005 Seca Tabla adaptada de Duncan y Jennings sat Por Kab S Dureza n FKP e Absorción d Dureza Kab f Coef. Abland. nat kN/m3 Profundidad (m) Tipo o N Punto de muestreo (Identificación) Registro Resistencia a la compresión Peso Específico Natural Muestra % 38-659 P-41 1 RI Superficie 2,67 2,14 2,06 23,72 23,24 0,13 11,2 43 24,3 14,0 11,1 0,79 3,98 1,40 No Ablandable Muy Blanda Blanda 38-660 P-42 1 RI Superficie 2,64 1,40 1,35 24,75 24,42 0,06 5,7 59 25,0 53,2 36,4 0,69 1,71 5,32 Ablandable Blanda Media 38-662 P-44 1 RI Superficie 2,65 1,55 1,63 24,53 24,14 0,08 7,1 56 24,8 20,0 18,5 0,92 2,17 2,01 No Ablandable Blanda Media 38-663 P-45 1 RI Superficie 2,62 1,41 1,35 24,09 23,77 0,08 7,5 44 24,5 43,6 39,9 0,91 1,93 4,36 No Ablandable Blanda Media 38-664 P-46 1 RI Superficie 2,65 2,12 2,16 23,33 22,84 0,14 12,1 41 24,0 25,6 13,4 0,52 1,82 2,56 Ablandable Muy Blanda Blanda 38-665 P-47 1 RI Superficie 2,64 2,63 2,46 22,54 22,00 0,18 15,0 37 38-666 P-48 1 RI Superficie 2,63 1,34 1,34 24,09 23,77 0,09 7,8 41 38-667 P-49 1 RI Superficie 2,63 1,42 1,34 24,48 24,16 0,07 6,3 52 24,8 17,1 15,3 0,90 2,16 1,71 No Ablandable Muy Blanda Blanda 38-668 P-50 1 RI Superficie 2,64 1,17 1,17 24,75 24,46 0,06 5,5 53 25,0 36,9 26,6 0,72 1,70 3,69 Ablandable Blanda Media 38-669 P-51 1 RI Superficie 2,63 2,08 2,07 23,76 23,28 0,11 9,7 50 24,2 11,6 9,4 0,81 3,66 1,16 No Ablandable Muy Blanda Blanda 38-671 P-53 1 RI Superficie 2,64 1,48 1,53 24,27 23,90 0,08 7,7 49 24,7 34,6 27,3 0,79 2,25 3,46 No Ablandable Blanda Media 38-672 P-54 1 RI Superficie 2,63 2,12 2,12 23,25 22,77 0,13 11,7 42 23,9 21,7 17,4 0,80 3,78 2,17 No Ablandable Blanda Media 38-673 P-55 1 RI Superficie 2,66 1,53 1,35 23,84 23,52 0,11 9,8 33 24,5 24,6 18,7 0,76 2,68 2,46 No Ablandable Blanda Media 38-674 P-56 1 RI Superficie 2,62 1,44 1,73 23,92 23,51 0,09 8,5 49 24,3 13,7 10,9 0,80 2,60 1,37 No Ablandable Muy Blanda Blanda 38-675 P-57 1 RI Superficie 2,65 1,47 1,41 24,76 24,42 0,06 6,1 58 25,0 28,9 16,1 0,56 1,92 2,89 Ablandable Blanda Media 38-676 P-58 1 RI Superficie 2,63 1,32 1,23 23,75 23,46 0,10 9,0 33 24,3 29,4 24,4 0,83 2,13 2,936 No Ablandable Blanda Media s % % kN/m3 % MPa Conexión II No Observaciones(n) Curva Mínima (x-) 20 20 20 20 20 23,5 24,5 21,7 35,1 18,2 20,0 0,84 0,57 3,59 1,91 2,17 3,51 No Ablandable Ablandable Blanda Blanda Media Media 20 20 20 20 20 20 20 20 20 - - - 2,62 0,98 1,07 22,54 22,00 0,05 4,67 33 23,47 11,6 9,4 0,52 1,43 1,16 - - - Valor Máximo (x+) 2,67 2,63 2,46 25,04 24,77 0,18 15,0 59 25,23 53,2 39,9 0,93 3,98 5,32 - - - Valor Promedio (x) 2,64 1,66 1,64 24,05 23,67 0,10 8,62 47 24,51 27,1 20,5 0,77 2,38 2,71 - - - Tabla Nº 9. Propiedades físico-mecánicas de las rocas Escombrera Conexión II. �Anexo 4 Arena Pilón 55-977 55-978 Tamiz 55-979 55-980 55-981 % Pasado Grava 9.52 mm Peridotita 55-987 Promedio Aritmético Rango Según NC:251 Cumplimiento de Rango según NC:251 Tamiz 55-988 55-989 55-990 55-991 % Pasado Promedio Aritmético Rango Según NC:251 Cumplimiento de Rango según NC:251 9,52 4,76 100 98 100 98 100 98 100 99 100 98 100 98 100 90-100 Cumple Cumple 12,7 9,52 100 57 100 56 100 56 100 56 100 56 100 56 100 85-100 Cumple Incumple 2,38 88 60 60 60 80 64 70-100 Incumple 4,76 52 52 52 52 52 52 15-35 Incumple 1,19 12 23 24 34 58 35 45-80 Incumple 2,38 14 16 14 14 16 15 0-10 Incumple 1,19 0 0 0 0 0 0 0-5 Incumple Promedio Aritmético Rango Según NC:251 Cumplimiento de Rango según NC:251 Cumple 0,59 6 8 7 7 28 11 25-60 Incumple 0,297 2 2 2 2 6 3 10-30 Incumple 0,149 0 1 0 0 1 1 2-10 Incumple Módulo Finura 3,94 4,08 4,09 3,98 3,24 3,87 2,20-3,58 Incumple Arena Peridotita 55-982 55-983 Tamiz 55-984 55-985 55-986 % Pasado Grava 19.1 mm Peridotita Promedio Aritmético 55-992 Rango Según NC:251 Cumplimiento de Rango según NC:251 Tamiz 55-993 55-994 55-995 55-996 % Pasado 9,52 100 100 100 100 100 100 100 Cumple 25,4 100 100 100 100 100 100 100 4,76 99 100 98 98 98 99 90-100 Cumple 19 85 85 94 99 89 90 90-100 Cumple 2,38 60 70 58 60 60 62 70-100 Incumple 12,7 62 60 60 66 58 61 20-55 Incumple 1,19 26 26 22 22 24 24 45-80 Incumple 9,52 18 8 7 3 11 10 0-15 Cumple 0,59 10 5 7 7 8 7 25-60 Incumple 4,76 0 0 0 0 0 0 0-5 Cumple 0,297 4 2 2 2 3 3 10-30 Incumple 0,149 1 0 0 0 0 1 2-10 Incumple Módulo Finura 4,00 3,97 4,13 4,11 4,07 4,06 2,20-3,58 Incumple Tabla Nº 10. Propiedades físicas de los áridos. Granulometría de los áridos y grava peridotita. �Anexo 5 Peso Especifico (Gs) y Absorción de agua Registro Árido Fino Hum. Superf % 55-977 2,1 55-978 1,9 Arena del Molino 55-979 2,3 Pilón 55-980 1,5 55-981 1,8 Promedio Aritmético 1,92 55-982 55-983 Arena 55-984 Peridotita 55-985 55-986 Promedio Aritmético 3,5 3,2 2,9 3,4 3,6 3,32 Gs Corriente 3 (g/cm ) 2,36 2,41 2,37 2,42 2,42 2,40 Gs Saturado 3 (g/cm ) 2,50 2,53 2,51 2,54 2,55 2,53 2,29 2,23 2,22 2,26 2,25 2,25 2,40 2,36 2,36 2,38 2,37 2,38 Peso volumétrico Mat. más Gs Aparente Absorción fino Cont. Part. 3 (g/cm ) (%) T-200 (%) Arcilla (%) 2,75 5,93 2,58 1,4 2,74 4,98 2,73 1,7 2,76 6,06 2,83 1,5 2,75 4,96 2,69 1,7 2,77 5,15 2,70 1,1 2,75 5,41 2,71 1,5 2,57 2,57 2,57 2,57 2,57 2,57 4,68 5,91 6,12 5,45 5,65 5,56 0,49 0,36 0,23 0,25 0,75 0,42 1,9 1,9 1,0 1,3 1,8 1,6 Peso Volum.Suelto 3 (kg/m ) 1403 1393 1396 1373 1399 1393 Peso Volum. Comp. 3 (kg/m ) 1548 1554 1542 1523 1552 1544 Por Ciento Huecos (%) 35 36 35 37 36 36 1409 1398 1399 1369 1366 1388 1550 1535 1548 1539 1513 1537 32 31 30 32 33 32 Tabla Nº 11. Propiedades físicas de los áridos. Arena del Molino Pilón y Arena de Peridotita. �Anexo 6 Peso Especifico (Gs) y Absorción de agua Peso volumétrico Por Peso Volum. Ciento Compactado Huecos 3 (%) (kg/m ) 55-987 55-988 Grava 55-989 9.52 mm 55-990 55-991 Promedio Aritmético 30 31 32 30 33 2,38 2,35 2,35 2,32 2,33 2,47 2,44 2,45 2,43 2,43 2,61 2,60 2,61 2,59 2,60 3,74* 4,08 4,11 4,42 4,46 Mat. más fino Tamiz200 (%) 1,74 1,41 1,86 1,78 1,41 31 2,35 2,44 2,60 4,27 1,64 0,20 1236 1350 42 53 22,95 55-992 55-993 Grava 55-994 19,1 mm 55-995 55-996 Promedio Aritmético 43 34 31 32 32 2,28 2,26 2,36 2,35 2,36 2,40 2,35 2,44 2,44 2,44 2,58 2,48 2,58 2,58 2,58 5,16* 3,95 3,58 3,74 3,55 1,19 1,11 1,06 1,15 1,57 0,15 0,11 0,11 0,16 0,22 1298 1268 1272 1271 1300 1395 1414 1399 1402 1404 39 37 41 40 40 54 45 46 32 38 31,32 33,51 35,67 34,91 33,77 34 2,32 2,41 2,56 3,70 1,22 0,15 1282 1403 40 43 33,83 Registro Árido Grueso Abrasión Gs Gs Gs Absorción (%) Corriente Saturado Aparente (%) 3 3 3 (g/cm ) (g/cm ) (g/cm ) Cont. Part. Arcilla (%) Peso Volum. Suelto 3 (kg/m ) 0,11 0,13 0,30 0,29 0,16 1237 1237 1234 1236 1238 1347 1346 1356 1346 1357 Tabla Nº11. Propiedades Físicas Árido Grueso. Grava 9.52 y 19,1 mm de Peridotita. Part. Planas y Alargadas (%) Índice de Triturabilidad (%) 43 43 42 42 42 53 48 62 51 52 22,16 22,68 21,66 25,69 22,59 �Anexo 7 Granulometría (%) Registro Grava Arena Limo Arcilla Plasticidad (%) L. Líquido L. Plástico I. Plástico Peso Espec. Sólidos Clasificación 55-997 0 17 69 14 18 15 3 2,75 ML 55-998 0 16 72 12 18 15 3 2,73 ML 55-999 2 16 70 12 19 15 4 2,72 ML P. Aritmético 1 16 70 13 18 15 3 2,73 ML Tabla Nº 12. Propiedades físicas filler del molino Pilón. �Anexo 7 Granulometría (%) Registro Grava Arena Limo Arcilla Plasticidad (%) L. Líquido L. Plástico I. Plástico Peso Espec. Sólidos Clasificación 55-997 0 17 69 14 18 15 3 2,75 ML 55-998 0 16 72 12 18 15 3 2,73 ML 55-999 2 16 70 12 19 15 4 2,72 ML P. Aritmético 1 16 70 13 18 15 3 2,73 ML Tabla Nº 12. Propiedades físicas filler del molino Pilón. �Anexo 8 HORMIGON CONVENCIONAL HIDRAULICO (HCH) Dosificación Agua Total Efectiva Cemento Relación Arena P-350 Agua-Cemento Peridotita Arena Pión Gravas 19,1 Densidad mm Peridotita Asentamiento (cm) Grava 9,52 mm (Kg) Filler (Kg) Resistencia Compresión 7 días 28 días HCH-1 268 189 350 0,54 686 - 900 1958 10 - - 22,3 21,8 HCH-2 280 205 400 0,51 644 - 842 2091 9 - - 26,7 26,4 HCH-3 249 200 350 0,57 - 882 756 2188 11 - - 23,2 23,2 HCH-4 253 189 400 0,47 - 882 756 2227 5 - - 31,8 31,4 HORMIGON COMPACTADO CON RODILLO (HCR) HCR-5 202 136 260 0,52 616 654 2290 0 616 654 11,1 17,0 HCR-6 207 144 260 0,55 616 654 2944 0 616 654 13,1 18,7 Tabla Nº 13. Resultados de las dosificaciones. �Anexo 9 Hormigón Convencional Hidráulico (HCH) Dosificación 7 días Promedio 28 días Promedio Mpa HCH-1 17,0 17,5 17,7 17,4 21,2 22,0 22,3 21,8 HCH-2 20,5 20,9 21,2 20,9 26,1 26,5 26,7 26,4 HCH-3 18,1 18,2 18,4 18,2 22,6 22,9 23,2 22,9 HCH-4 24,1 24,3 24,6 24,3 31,1 31,4 31,8 31,4 Hormigón Compactado con Rodillo (HCR) HCR-5 10,6 11,3 11,4 11,1 17,2 16,6 17,2 17,0 HCR-6 13,5 12,7 13,2 13,1 19,1 18,4 18,6 18,7 HCH-1: Composición- 350 Kg/m3 de cemento P-350, arena y grava 19,1 mm de rechazo del túnel. HCH-2: Composición- 400 Kg/m3 de cemento P-350, arena y grava19,1 mm de rechazo del túnel. HCH-3: Composición- 350 Kg/m3 de cemento P-350, arena de Pilón y grava19,1 mm de rechazo del túnel. HCH-4: Composición- 400 Kg/m3 de cemento P-350, arena de Pilón y grava19,1 mm de rechazo del túnel. HCR-1: Composición- 260 Kg/m3 de cemento P-350, arena y grava 9,52 mm y 19,1 mm de rechazo del túnel., filler Pilón. HCR-2: Composición- 260 Kg/m3 de cemento P-350, arena y grava 9,52 y 19,1 mm de rechazo del túnel., filler zeolita. Tabla Nº 14. Hormigón Convencional Hidráulico (HCH). ��Anexo 10 Tabla Nº 14. Dosificación de diferentes hormigones que se utiliza en los trasvases. a) Hormigón premezclado 30 Mpa con Arena Pilón+Grava Pilón Material U/M Cantidad Asentamiento Cemento Kg/m3 450 18-22 cm Arena Pilón Kg/m3 980 Grava Pilón 3/4 Kg/m3 705 B2R9 Lts/m3 4,5 Agua Lts/m3 180 b) Hormigón 25 Mpa Piso con Arena Pilón+Grava Pilón Material U/M Cantidad Asentamiento Cemento Kg/m3 360 18-22 cm Arena Pilón Kg/m3 844 Grava Pilón 3/4 Kg/m3 951 B2R9 Lts/m3 1,69 Agua Lts/m3 150 c) Hormigón 15 Mpa Piso con Arena Pilón+Grava Pilón Material U/M Cantidad Asentamiento Cemento Kg/m3 280 12-16 cm Arena Pilón Kg/m3 821 Grava Pilón 3/4 Kg/m3 911 B2R9 Lts/m3 1,5 Agua Lts/m3 150 d) Hormigón premezclado 30 Mpa con Arena de Sagua+Grava Pilón Material U/M Cantidad Asentamiento Cemento Kg/m3 450 18-22 cm Arena Pilón Kg/m3 960 Grava Pilón 3/4 Kg/m3 705 B2R9 Lts/m3 4,5 Agua Lts/m3 180 �e) Hormigón premezclado 25 Mpa con Arena de Sagua+Grava Pilón Material U/M Cantidad Asentamiento Cemento Kg/m3 390 8-12 cm Arena Pilón Kg/m3 832 Grava Pilón 3/4 Kg/m3 938 B2R9 Lts/m3 2 Agua Lts/m3 155 f) Hormigón premezclado 20 Mpa con Arena de Sagua+Grava Pilón Material U/M Cantidad Asentamiento Cemento Kg/m3 350 8-12 cm Arena Pilón Kg/m3 891 Grava Pilón 3/4 Kg/m3 965 B2R9 Lts/m3 2 Agua Lts/m3 150 j) Hormigón premezclado 15 Mpa con Arena de Sagua+Grava Pilón Material U/M Cantidad Asentamiento Cemento Kg/m3 300 8-12 cm Arena Pilón Kg/m3 935 Grava Pilón 3/4 Kg/m3 1013 B2R9 Lts/m3 1,8 Agua Lts/m3 130 k) Hormigón premezclado 10 Mpa con Arena de Sagua+Grava Pilón Material U/M Cantidad Asentamiento Cemento Kg/m3 200 8-12 cm Arena Pilón Kg/m3 1209 Grava Pilón 3/4 Kg/m3 651 B2R9 Lts/m3 1,5 Agua Lts/m3 160 � Dublin Core The Dublin Core metadata element set is common to all Omeka records, including items, files, and collections. For more information see, http://dublincore.org/documents/dces/. Title A name given to the resource Tesis Text A resource consisting primarily of words for reading. Examples include books, letters, dissertations, poems, newspapers, articles, archives of mailing lists. Note that facsimiles or images of texts are still of the genre Text. Dublin Core The Dublin Core metadata element set is common to all Omeka records, including items, files, and collections. For more information see, http://dublincore.org/documents/dces/. Title A name given to the resource Estudio técnico sobre los materiales serpentiníticos del túnel Mayarí-Levisa para su empleo como áridos en hormigones Creator An entity primarily responsible for making the resource Reinier Leyva Avila Publisher An entity responsible for making the resource available Editorial Digital Universitaria de Moa Type The nature or genre of the resource Tesis maestría Date A point or period of time associated with an event in the lifecycle of the resource 2015 https://repoedum.ismm.edu.cu/files/original/5d391698dce03178e419611ce6bb4b5b.pdf 7e4a3e66b4b0d86b49c3493b7f62586c PDF Text Text TESIS PROCEDIMIENTO PARA LA OPTIMIZACIÓN ENERGÉTICA DE LA OPERACIÓN DE LOS SISTEMAS Reineris montero laurencio �Página legal Título de la obra: Procedimiento para la optimización energética de la operación de los sistemas de climatización centralizados todo-agua en Hoteles, 100 pp. Editorial Digital Universitaria de Moa, año.2014 -- ISBN: 1. Autor: Reineris Montero Laurencio 2. Institución: Instituto Superior Minero Metalúrgico ¨ Dr. Antonio Núñez Jiménez¨ Edición: Lic. Liliana Rojas Hidalgo Corrección: Lic. Liliana Rojas Hidalgo Digitalización. Miguel Ángel Barrera Fernández Institución de los autores: ISMM ¨ Dr. Antonio Núñez Jiménez¨ Editorial Digital Universitaria de Moa, año 2014 La Editorial Digital Universitaria de Moa publica bajo licencia Creative Commons de tipo Reconocimiento No Comercial Sin Obra Derivada, se permite su copia y distribución por cualquier medio siempre que mantenga el reconocimiento de sus autores, no haga uso comercial de las obras y no realice ninguna modificación de ellas. La licencia completa puede consultarse en: http://creativecommons.org/licenses/by-nc-nd/2.5/ar/legalcode Editorial Digital Universitaria Instituto Superior Minero Metalúrgico Ave Calixto García Iñeguez # 75, Rpto Caribe Moa 83329, Holguín Cuba e-mail: edum@ismm.edu.cu Sitio Web: http://www.ismm.edu.cu/edum �INSTITUTO SUPERIOR MINERO METALÚRGICO DE MOA “DR. ANTONIO NÚÑEZ JIMÉNEZ” FACULTAD DE METALURGIA Y ELECTROMECÁNICA CENTRO DE ESTUDIO DE ENERGÍA Y TECNOLOGÍA AVANZADA DE MOA PROCEDIMIENTO PARA LA OPTIMIZACIÓN ENERGÉTICA DE LA OPERACIÓN DE LOS SISTEMAS DE CLIMATIZACIÓN CENTRALIZADOS TODO-AGUA EN HOTELES Tesis presentada en opción al grado científico de Doctor en Ciencias Técnicas REINERIS MONTERO LAURENCIO Moa, 2013 �INSTITUTO SUPERIOR MINERO METALÚRGICO DE MOA “DR. ANTONIO NÚÑEZ JIMÉNEZ” FACULTAD DE METALURGIA Y ELECTROMECÁNICA Centro de Estudio de Energía y Tecnología Avanzada de Moa PROCEDIMIENTO PARA LA OPTIMIZACIÓN ENERGÉTICA DE LA OPERACIÓN DE LOS SISTEMAS DE CLIMATIZACIÓN CENTRALIZADOS TODO-AGUA EN HOTELES Tesis presentada en opción al grado científico de Doctor en Ciencias Técnicas Autor: Asistente, Ing. REINERIS MONTERO LAURENCIO, Ms.C Tutores: Prof. Aux., Lic. Arístides Alejandro Legrá Lobaina, Dr.C Prof. Tit., Ing. Jesús Rafael Hechavarría Hernández, Dr.C Prof. Tit., Ing. Aníbal Enrique Borroto Nordelo, Dr.C Moa, 2013 �SÍNTESIS Se establece un procedimiento que integra, un modelo energético de la operación de los sistemas de climatización centralizados todo-agua con circuitos secundarios de agua fría a flujo variable en hoteles, con una Estrategia de Ocupación bajo Criterios Energéticos y de fundamento combinatorio-evolutivo. Para la clasificación de la información, la formulación de las tareas y la síntesis de las soluciones, se emplea la metodología de Análisis y Síntesis de Sistemas de Ingeniería. El modelo energético considera la variabilidad de la climatología local y la ocupación de las habitaciones seleccionadas, e incluye: el modelo térmico de la edificación obtenido mediante redes neuronales artificiales, el modelo hidráulico y el modelo del trabajo de compresión. Estos elementos permiten la búsqueda de la variable de decisión ocupación, realizando cálculos intermedios de la velocidad de rotación en la bomba y la temperatura de salida del agua del enfriador, minimizando los requerimientos de potencia eléctrica en la climatización centralizada. Para evaluar los estados del sistema se utiliza una optimización combinatoria que emplea los métodos: exhaustivo simple, exhaustivo escalonada o algoritmo genético según la cantidad de variantes de ocupación. Se implementa el procedimiento en un edificio del hotel Blau Costa Verde, automatizándose las tareas mediante una aplicación informática. �TABLA DE CONTENIDOS INTRODUCCIÓN 1 Pag. 1 ANTECEDENTES Y ESTADO ACTUAL DE LA MODELACIÓN ENERGÉTICA EN LA OPERACIÓN DE LOS SISTEMAS DE CLIMATIZACIÓN CENTRALIZADOS TODO-AGUA 1.1 Eficiencia energética y turismo en Cuba 1.1.1 Eficiencia energética de los sistemas de climatización de hoteles 1.2 Sistemas de climatización centralizados todo-agua en hoteles 10 10 12 12 1.2.1 Generalidades de los sistemas de climatización centralizados todo-agua 13 1.2.2 Estructura de los circuitos secundarios de agua fría 14 1.2.3 Consideraciones energéticas sobre los circuitos secundarios de agua fría 15 1.3 Aspectos térmicos fundamentales de la climatización centralizada 16 1.3.1 Fundamentos teóricos generales para la modelación térmica de edificios 17 1.3.2 Cargas térmicas 18 1.3.3 Simulación térmica de edificios 20 1.3.4 Equipo de enfriamiento 21 1.3.5 Unidades terminales 22 1.4 Aspectos hidráulicos fundamentales de la climatización centralizada 22 1.4.1 Fundamentos teóricos generales para la modelación hidráulica 22 1.4.2 Equilibrado hidráulico de las redes para climatización a flujo variable 23 1.4.3 Métodos de cálculo de las redes malladas 24 1.4.4 Bombas centrífugas a caudal variable 24 1.5 Procedimiento de operación de los circuitos secundarios de agua fría a flujo variable 25 1.5.1 Estrategias de operación 25 1.5.2 Relación entre la topología de la red hidráulica y la bomba centrífuga 26 �1.5.3 Relación entre la estrategia ocupacional y la operación 1.6 Modelación y simulación de los sistemas de climatización centralizados 1.6.1 Modelación y simulación térmica de los sistemas de climatización centralizados 27 30 32 1.6.2 Modelación y simulación hidráulica de los sistemas de climatización centralizados 34 CONCLUSIONES del capítulo 2 38 PROCEDIMIENTO PARA LA OPERACIÓN DE LOS SISTEMAS DE CLIMATIZACIÓN CENTRALIZADOS TODO-AGUA CON CIRCUITOS SECUNDARIOS DE AGUA FRÍA A FLUJO VARIABLE 39 2.1 Análisis externo de la operación de los sistemas de climatización centralizados todo-agua con circuitos secundarios de agua fría a flujo variable 39 2.1.1 Descripción del Sistema de Mayor Envergadura 40 2.1.2 Variables de coordinación 41 2.1.3 Indicador de eficiencia 41 2.1.4 Variable de decisión 42 2.1.5 Variables intermedias 43 2.1.6 Datos de entrada al sistema 43 2.2 Análisis interno de la operación de los sistemas de climatización centralizados todo-agua con circuitos secundarios de agua fría a flujo variable 44 2.2.1 Formulación del sistema de ingeniería del objeto de estudio 45 2.2.1.1 Función objetivo e indicador de eficiencia 2.2.2 Modelación matemática de la carga térmica de enfriamiento 45 47 2.2.3 Modelación matemática de la red hidráulica para el cálculo de la potencia de bombeo 50 2.2.4 Modelación matemática para el cálculo de la potencia eléctrica del trabajo de compresión en la unidad enfriadora 54 �2.2.5 Algoritmo resumen para el cálculo de la función objetivo 2.3 Algoritmos para la organización de los procedimientos de cálculo 61 62 2.3.1 Algoritmo del procedimiento para la optimización energética de la operación de los sistemas de climatización centralizados todo-agua a flujo variable 63 2.3.2 Algoritmo para la generación del código binario de una variante de ocupación de habitaciones de un hotel si se conoce su número de orden 65 2.3.3 Optimización por el método exhaustivo simple 66 2.3.4 Optimización por el método exhaustivo escalonado 67 2.3.5 Optimización mediante computación evolutiva 68 CONCLUSIONES del capítulo: 70 3 IMPLEMENTACIÓN DEL PROCEDIMIENTO DE OPTIMIZACIÓN ENERGÉTICA PROPUESTO EN UN CASO DE ESTUDIO 71 3.1 Presentación del circuito secundario de agua fría del caso de estudio 71 3.2 Implementación de los algoritmos del procedimiento 73 3.2.1 Descripción de la aplicación informática 74 3.3 Validación de los principales algoritmos del procedimiento 77 3.3.1 Modelo para obtener el código binario de la ocupación 77 3.3.2 Modelación de la carga térmica de enfriamiento 78 3.3.2.1 Modelación térmica del edificio mediante simulador 78 3.3.2.2 Modelación térmica del edificio mediante redes neuronales artificiales 81 3.3.3 Modelación de la red hidráulica 82 3.3.4 Modelación del trabajo de compresión 86 3.4 Validación de la optimización energética 87 3.4.1 Integración de las variables de decisión a la función objetivo 87 3.4.2 Resultados de la optimización exhaustiva simple 89 �3.4.3 Resultados de la optimización exhaustiva escalonada 91 3.4.4 Resultados de la optimización mediante algoritmo genético 92 3.4.5 Análisis de los resultados de las variantes de operación del sistema 93 3.5 Patrón de ocupación energético de habitaciones: variante para garantizar una EOCE 93 3.6 Valoración técnico-económica y medioambiental del uso de una Estrategia de Ocupación bajo Critterios Energéticos para el hotel caso de estudio 95 CONCLUSIONES del capítulo: 98 CONCLUSIONES GENERALES 99 RECOMENDACIONES REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS ANEXOS 100 �INTRODUCCIÓN INTRODUCCIÓN Muchos indicadores del desarrollo de un país están definidos por el acceso a la energía. La creciente infraestructura económica de los sectores productivos y de servicio se sustenta fundamentalmente en la satisfacción de la demanda energética para cada caso en particular. Asociado al modelo energético global se encuentran los problemas ambientales. Debido a que las necesidades energéticas del mundo se duplicarán en el año 2050, la eficiencia energética es la alternativa que representa el mayor potencial de reducción de las emisiones de gases efecto invernadero a corto y mediano plazo [1]. La industria turística, que concentra el 11,8 % de las inversiones y el 10,9 % de la fuerza de trabajo mundial, se proyecta como el sector de mayor crecimiento en la segunda década del siglo XXI, con un promedio de crecimiento actual superior al 3,8 % [2, 3]. El turismo internacional no ha sido seriamente afectado por las últimas coyunturas económicas [3], no obstante, la problemática energética sigue incidiendo en la explotación hotelera. En consecuencia, los Lineamientos de la Política Económica y Social del Partido y la Revolución en Cuba [4], enfatizan la necesidad de aumentar la competitividad del turismo, estrechamente ligada a la política energética. En ellos se ha declarado que un objetivo fundamental de la actividad turística es maximizar el ingreso medio por turista. Además se indica: trabajar en el acomodo de la carga eléctrica, alcanzar el potencial de ahorro identificado, concebir nuevas inversiones con soluciones para el uso eficiente de la energía, así como el perfeccionamiento del trabajo de planificación y control. Asimismo, debe priorizarse el mantenimiento y la renovación de la infraestructura e implementar medidas para disminuir el índice de consumo de agua y de portadores energéticos. Los hoteles representan aproximadamente el 8 % de las 1000 empresas más consumidoras de energía en Cuba, según datos del Grupo Nacional de Eficiencia Energética [5], por lo que en estas instalaciones se debe mejorar la racionalidad en el empleo de los energéticos, garantizando 1 �INTRODUCCIÓN el servicio que desea el cliente. A partir de diagnósticos energéticos realizados en hoteles del polo turístico de Holguín [6-14], el tercero de importancia del país, se determinó que los principales portadores energéticos empleados son: Electricidad (80 - 95 %), Gas Licuado del Petróleo (5 - 9 %), Diesel (3 - 7 %) y Gasolina (2 - 5 %). Como consecuencia las acciones para un uso más eficiente de los energéticos deben estar dirigidas fundamentalmente a la electricidad. Existen cuatro áreas fundamentales en las que se concentran las tecnologías en los hoteles: la climatización, la domótica, los servicios de alimentos y bebidas, y los servicios telemáticos. Todas ellas en su conjunto deciden la funcionalidad de la explotación hotelera. En especial, la climatización juega un papel decisivo en el comportamiento energético, causando aproximadamente el 60 % de los gastos de energía eléctrica [15-19]. En la explotación hotelera los costos energéticos constituyen la partida más elevada tras los gastos de personal y de alimentación [20]. El turismo en Cuba, por su crecimiento dinámico, está obligado al uso de tecnologías que mejoren su eficiencia energética, especialmente en el área de la climatización. Para la climatización de hoteles se utilizan fundamentalmente dos alternativas: los acondicionadores de aire de ventana y la climatización centralizada. Los sistemas centralizados se dividen en: todo - aire, aire - agua y todo-agua. El sistema todo-agua es uno de los más utilizados en Cuba, conocido como sistema de agua helada [19]. Estas tecnologías son objeto de continuas mejoras en su diseño y explotación, basadas en lo fundamental en el empleo de: los variadores de velocidad (VV), la acumulación térmica, válvulas inteligentes para la regulación óptima, pizarras de control avanzado, motores de alta eficiencia, bombas eficientes, tuberías con mejores propiedades para el transporte, métodos de equilibrio hidráulico, estrategias de ocupación de los hoteles, entre otras. En la actualidad cubana estas variantes no se explotan en todas sus potencialidades, en particular lo referido a la estrategia de ocupación de las habitaciones en función de reducir el consumo energético, sin afectar la calidad del servicio. La problemática de la ocupación de un hotel puede describirse así: El hotel tiene T habitaciones 2 �INTRODUCCIÓN de las cuales D están disponibles para ser ocupadas (o sea, tienen disponibles todos sus servicios y están sin ocupar). Si se solicitan por los clientes las habitaciones a ocupar (HAO), las cuales deben ser menor o igual que D, entonces se tiene que decidir cuales habitaciones son asignadas. Una estrategia de ocupación del hotel debe describir cuáles son los principios, reglas y procedimientos para la toma de decisiones durante la asignación de habitaciones a partir del cumplimiento de ciertos objetivos relacionados con el confort de los clientes y con la disminución de los costos, en especial los relacionados con la energía. La ocupación de las habitaciones puede ser entendida como un problema de optimización matemática. En este caso, a partir de una solicitud de habitaciones, se escoge una “ocupación” que sujeta a las restricciones definidas por la ocupación actual del hotel, minimice una función objetivo, relacionada con el consumo energético. La ventaja de esta vía está dada en que solo se necesita caracterizar un modelo energético del hotel y no se precisan grandes inversiones materiales para su implementación. Este caso queda definido como una Estrategia de Ocupación bajo Criterios Energéticos (EOCE). En muchos hoteles cubanos el acondicionamiento del aire se realiza mediante los sistemas de climatización centralizados todo-agua (SCCAH) que a pesar de ser técnicamente eficientes [21, 22], aún constituyen uno de los grandes consumidores de energía. Por tal motivo, en la presente investigación se asumirá el modelo energético del SCCAH como modelo energético del hotel y función objetivo para determinar la ocupación que minimiza los requerimientos de potencia eléctrica. El transporte del agua mediante los circuitos de bombeo en los SCCAH consume aproximadamente el 10 % de la energía eléctrica total de un hotel y las bombas operan los 365 días del año, las 24 horas del día. Un subsistema esencial dentro de los SCCAH lo constituyen los circuitos secundarios de agua fría (CSAF), encargados de enviar el fluido a través de una red hidráulica mallada hasta las unidades terminales. 3 �INTRODUCCIÓN Aproximadamente el 90 % de los SCCAH presentes en los hoteles cubanos se han diseñado a flujo constante. El cambio para obtener un flujo variable adaptado a la demanda térmica real, representa una inversión con tiempo de recuperación de aproximadamente dos años, con la posibilidad de disminuir el consumo de energía eléctrica hasta un 50 % [23]. Pueden, además, obtenerse ahorros relacionados con un menor tiempo de trabajo de las enfriadoras. En los SCCAH con CSAF a flujo variable, mediante el empleo de los VV se ahorra energía ya que no es necesario mantener la presión de envío todo el tiempo en su valor máximo. Para optimizar esta magnitud debieran tenerse en cuenta las cambiantes condiciones climatológicas en las que se explota el edificio, pero esto no siempre se hace [19, 24, 25]. También, en ocasiones la instalación hidráulica montada puede diferir de la prevista: las rugosidades de las tuberías son distintas a las que definen las tablas y las bombas pueden estar sobredimensionadas [26]. A pesar que están normadas las características sobre las cuales se deben diseñar y operar estos sistemas [27, 28], generalmente los proyectos de climatización no responden a enfoques energéticos integrales. Durante el diseño y explotación no siempre se tienen en cuenta la variabilidad de las condiciones futuras de operación, la creatividad de los proyectistas depende de múltiples factores y el acceso a las tecnologías eficientes depende en la mayoría de los casos de factores objetivos. Los procedimientos de operación de los CSAF a flujo variable constituyen por sí mismos sistemas de criterios para la toma de decisiones dirigidas a cumplimentar un objetivo: disminuir el consumo energético manteniendo el confort a través de la selección adecuada de la presión de trabajo del sistema. Estos criterios se basan en el comportamiento de los componentes del circuito, vistos a través de sus variables y modelos matemáticos (térmicos e hidráulicos). Estos procedimientos de operación, usualmente son definidos en la etapa de diseño y se informan a los clientes del equipamiento, estableciéndose una vez concluidas las inversiones. La generalidad consiste en proponer parámetros para las condiciones máximas de explotación [27]. Siendo el clima uno de los aspectos importantes que se debe tener en cuenta para el análisis 4 �INTRODUCCIÓN de cualquier sistema de climatización, no siempre se integra de manera adecuada la climatología local a las concepciones operacionales. En la práctica esto significa que los sistemas de operación de los SCCAH no integran la variabilidad de la climatología local con el modelo termo-hidráulico (energético) y esto no asegura una EOCE del hotel. Si se asume que el procedimiento de ocupación de un hotel consiste en encontrar el valor mínimo de la potencia eléctrica que requiere el SCCAH cuando se evalúan las posibles ocupaciones, entonces para lograr encontrar las mejores variantes de ocupación es necesario disponer de un modelo matemático que permita determinar la potencia eléctrica del sistema termo-hidráulico considerando las características de la instalación, la manera de ocupar las habitaciones y las características de la climatología local para el día en cuestión. A partir de los criterios planteados anteriormente se declara como problema científico la inexistencia de un procedimiento, que bajo un enfoque sistémico y considerando la ocupación del hotel como variable de decisión, optimice energéticamente la operación de los sistemas de climatización centralizados todo-agua a flujo variable en hoteles. Se considera como objeto de estudio de la presente investigación los sistemas de climatización centralizados todo-agua con circuitos secundarios de agua fría a flujo variable en hoteles, y como campo de acción la eficiencia energética en la operación del objeto de estudio. El objetivo general consiste en establecer un procedimiento para la optimización energética de la operación de los sistemas de climatización centralizados todo-agua con circuitos secundarios de agua fría a flujo variable en hoteles. Como hipótesis se asume la siguiente: Sea una función objetivo que expresa el requerimiento de potencia eléctrica de los sistemas de climatización centralizados todo-agua con circuitos secundarios de agua fría a flujo variable en hoteles, donde en la misma se relacionan sistémicamente la variabilidad del comportamiento de: • La climatología local. • Las características constructivas de la edificación. 5 �INTRODUCCIÓN • Las redes hidráulicas. • La velocidad de rotación de la bomba. • El ciclo de refrigeración por compresión mecánica del vapor. • La temperatura de salida del agua de la enfriadora. • La ocupación de las habitaciones. Entonces, un procedimiento que para la búsqueda de mejores ocupaciones en hoteles aplique una estrategia combinatoria-evolutiva a dicha función objetivo, permitirá minimizar el consumo de energía eléctrica de estos sistemas. La novedad científica consiste en el procedimiento concebido mediante un enfoque sistémico para optimizar la operación de los sistemas de climatización centralizados todo-agua con circuitos secundarios de agua fría a flujo variable en hoteles. El aporte teórico es el modelo energético constituido en función objetivo para minimizar el consumo de energía eléctrica en la operación de los sistemas de climatización centralizados todoagua con circuitos secundarios de agua fría a flujo variable en hoteles. Los aportes prácticos se centran en los siguientes aspectos: a. La aplicación informática, que entrena y valida las redes neuronales artificiales (RNA) que modelan la carga térmica de enfriamiento de cada local de una edificación, para cualquier día del año y cualquier temperatura. b. La modelación y simulación de los circuitos secundarios de agua fría a flujo variable, que bajo determinadas restricciones, identifica los parámetros de operación más racionales desde el punto de vista energético, a partir de las diferentes topologías de la red hidráulica. c. El procedimiento que permite el cálculo de la potencia eléctrica requerida para el trabajo de compresión en la unidad enfriadora de un sistema de climatización centralizado todo-agua con circuitos secundarios de agua fría a flujo variable. d. El algoritmo para generar variantes de ocupación a partir de un código variable de solución restringido con respecto a la relación entre los locales disponibles y a ocupar. 6 �INTRODUCCIÓN e. El procedimiento de optimización basado en la combinación de los métodos: exhaustivo simple, exhaustivo escalonado y algoritmo genético. Para alcanzar el objetivo general se plantean a continuación los siguientes objetivos específicos: I. Realizar el estudio sistémico de la operación los sistemas de climatización centralizados todo-agua con circuitos secundarios de agua fría a flujo variable que permita definir la composición e interrelación de las variables involucradas. II. Identificar los modelos matemáticos para predecir la carga térmica de enfriamiento en cada local de una edificación, a partir de la simulación térmica para un año característico. III. Establecer la modelación hidráulica del circuito secundario de agua fría a flujo variable que permita calcular la potencia eléctrica requerida, considerando las variables y dispositivos involucrados, así como las diferentes restricciones operacionales. IV. Realizar el cálculo de potencia eléctrica requerida para el trabajo de compresión del ciclo de refrigeración de una etapa en un sistema de climatización centralizado todo-agua considerando los efectos termo-hidráulicos de la operación del circuito secundario de agua fría a flujo variable y las características del refrigerante utilizado. V. Integrar los modelos anteriores en un procedimiento para la optimización energética del objeto de estudio bajo un enfoque sistémico. VI. Aplicar los resultados alcanzados en un caso de estudio. Se definen como tareas las siguientes: IA. Sistematización y búsqueda de inconsistencias en el conocimiento actual sobre el tema, presentando un conjunto de conocimientos relacionados con: la modelación energética y la operación de los SCCAH, la modelación y simulación térmica e hidráulica en edificios y los factores que determinan la eficiencia energética de los SCCAH. IB. Caracterización de las estructuras físicas y las regularidades de los componentes relacionados con los sistemas de climatización centralizados todo-agua con circuitos secundarios de agua fría a flujo variable en hoteles, analizando el procedimiento actual 7 �INTRODUCCIÓN para su operación, en aras de establecer la modelación conceptual y la modelación matemática del sistema. IIA. Sistematización de las características climatológicas de la localidad y constructivas del edificio que contribuyan a la adecuada simulación térmica. IIB. Desarrollo de una aplicación que permita el entrenamiento y la validación de las RNA para la modelación de la carga térmica de enfriamiento. IIIA. Desarrollo de un procedimiento y la aplicación informática que mejor se adapte a la modelación hidráulica de los circuitos secundarios de agua fría a flujo variable. IVA. Desarrollo de un procedimiento y la aplicación informática para el cálculo de la potencia eléctrica requerida para el trabajo de compresión en la unidad enfriadora del SCCAH. VA. Estudio de los métodos y algoritmos asociados al proceso de optimización, seleccionando los más adecuados para la generación de variantes de solución. VB. Implementación de los procedimientos, métodos y algoritmos requeridos para la reducción del consumo de energía eléctrica en los SCCAH con CSAF a flujo variable en hoteles. VIA. Aplicación a un caso de estudio del procedimiento general establecido. Los métodos de investigación empleados se relacionan a continuación: ‫ـ‬ Método de compilación de conocimientos [29]: mediante entrevistas, encuestas, intercambios de conocimientos y revisión de bibliografía, para la sistematización del conjunto de conocimientos y teorías relacionadas con el objeto de estudio. ‫ـ‬ Método de investigación empírico: para contribuir a la descripción y caracterización del objeto de estudio y las principales regularidades de su fenomenología. ‫ـ‬ Método de análisis y síntesis: se empleó para determinar los factores claves que influyen en el fenómeno, interrelacionar los efectos presentes que constituyen explicaciones al problema, analizar los nexos internos y las dependencias recíprocas. ‫ـ‬ Método de integración de variables en Sistemas de Ingeniería: para generar variantes de ocupación en un hotel, a partir de un código variable de solución restringido a la relación entre las habitaciones disponibles y a ocupar. 8 �INTRODUCCIÓN ‫ـ‬ Métodos matemáticos: para facilitar la evaluación computacional de los estados del sistema y la optimización. Los resultados se presentan en una introducción, tres capítulos, conclusiones, recomendaciones y anexos. En el primer capítulo aparecen los antecedentes y estado actual de la modelación energética de la operación de los sistemas de climatización centralizados todo-agua en hoteles a través de un marco teórico - metodológico. Este capítulo aborda las generalidades de la situación energética del turismo; la caracterización de los SCCAH, sus regularidades energéticas, con énfasis los CSAF que lo conforman; y las insuficiencias en el procedimiento de operación de estos sistemas de climatización a flujo variable. Se muestran aspectos teóricos básicos de los componentes térmicos, hidráulicos y de potencia, reflejando la complejidad operacional. En el capítulo dos se desarrolla la formulación matemática de la tarea de operación de los SCCAH con CSAF a flujo variable, mediante un procedimiento que concluye con una nueva modelación energética, como base para una adecuada estrategia energética ocupacional. Contiene además las concepciones de los algoritmos para resolver la modelación y la optimización del sistema. En el tercer capítulo se muestran los resultados de la optimización de la operación del sistema mediante la implementación del procedimiento en un caso de estudio. Se destaca la aplicación informática que favorece la obtención de las soluciones. Como parte de la investigación, el autor desarrolló un conjunto de trabajos relacionados con: publicaciones en revistas (8), publicaciones en eventos científicos (22), trabajos de diploma (19), tesis de maestría (5), registro no informático (1), premios anuales provinciales de Innovación Tecnológica (2) y proyectos de investigación (5). Estos trabajos se relacionan en el Anexo 1. 9 �CAPÍTULO 1 CAPÍTULO I. ANTECEDENTES Y ESTADO ACTUAL DE LA MODELACIÓN ENERGÉTICA EN LA OPERACIÓN DE LOS SISTEMAS DE CLIMATIACIÓN CENTRALIZADOS TODO-AGUA En el capítulo se abordan las generalidades de la situación energética global y se particulariza en el ámbito nacional y en el turismo. Se caracterizan los SCCAH, sus regularidades energéticas y principalmente los CSAF que lo conforman. Aparece la fundamentación teórica básica de los componentes térmicos, hidráulicos y de potencia, reflejando la complejidad del sistema. El objetivo del capítulo es presentar un sistema de conocimientos actualizado sobre la modelación energética de la operación de los sistemas de climatización centralizado todo-agua a flujo variable, donde se argumente la insuficiente integración de la variabilidad de la climatología local y la ocupación al modelo energético termo-hidráulico del sistema, lo cual afecta negativamente su operación energéticamente eficiente. 1.1 Eficiencia energética y turismo en Cuba Independientemente de la modalidad turística, se necesitan políticas energéticas muy ligadas al desempeño empresarial, es por eso que para lograr un desarrollo energético sostenible se señalan tres direcciones fundamentales: la elevación de la eficiencia energética, la sustitución de fuentes de energía y el empleo de tecnologías para atenuar los impactos ambientales [30]. A pesar de la crisis energética y económica global se continúa apostando por el desarrollo del turismo como uno de los principales renglones de la economía cubana, declarándose un conjunto de estrategias para incrementar la actividad [31]. Estos cambios incrementan el consumo energético, por lo que se necesita una sinergia entre los diseños, las tecnologías, la satisfacción del cliente, y la disminución de los costos de operación. La gestión tecnológica dedicada al aumento de la efectividad del uso de la energía en el sector turístico reviste gran importancia [8, 32]. Todas las acciones para incrementar la actividad turística implicarán un nivel de compromiso entre la creación o rehabilitación de infraestructuras y el ahorro energético que debe prevalecer según la resolución 117/2004. Dentro de las 10 �CAPÍTULO 1 estrategias de la eficiencia energética que guardan estrecha relación con el desempeño energético del turismo se encuentran: la automatización, el cambio de motores ineficientes, certificación de manera obligatoria de la eficiencia energética en los nuevos proyectos a través de la norma cubana NC 220, mejoras del aislamiento térmico, y el uso eficiente de la climatización [33]. Para que un hotel funcione eficientemente desde el punto de vista energético, debe utilizar entre un 5 y un 7 % de sus ingresos totales para cubrir los gastos energéticos [34, 35]. El indicador utilizado como regla general para evaluar el desempeño energético en los hoteles es el índice de consumo de energía eléctrica por habitación día ocupada (kW·h/HDO), el cual no es un indicador efectivo y debe ser perfeccionado, como lo han señalado diversos autores [6, 11, 36, 37]. En los hoteles cubanos existe un control energético diario, en el cual incide significativamente el personal de servicios técnicos (SS.TT). A pesar de los esfuerzos en el control de los portadores energéticos en las distintas cadenas hoteleras, los costos energéticos sobrepasan en ocasiones el 10 % de los costos totales [36, 38, 39]. Una de las causas del elevado costo energético, es que no siempre se tienen en cuenta el empleo de tecnologías eficientes. A la falta de tecnologías eficientes se le suma un conjunto de irregularidades que se presentan durante la ejecución de las obras, manifestándose luego en la operación del hotel. Otro elemento que aporta sustancialmente a la eficiencia energética es la automatización de los procesos. Generalmente se automatizan los hoteles de 4 y 5 estrellas que tienen mayor complejidad operacional. Dentro de los tres niveles en los que se puede clasificar la automatización, el estado medio de los hoteles cubanos es el primer nivel (básico). A pesar que los indicadores económicos del turismo, utilidades y aportes a la economía nacional reflejan crecimiento sostenido en los últimos años, se considera que aún existen posibilidades de incrementarlos. Para ello se señala la necesidad de trabajar en las dificultades detectadas, dentro de las que se destaca, la eficiencia en los sistemas de aire acondicionado [40]. Los sistemas de climatización, que consumen la mayor parte de la energía eléctrica de los hoteles cubanos [18, 11 �CAPÍTULO 1 19, 37, 41, 42], también son objeto de perfeccionamiento tecnológico. La eficiencia energética durante su explotación está fuertemente relacionada con las características de las edificaciones, la climatología local y la estrategia de ocupación de las habitaciones del hotel. 1.1.1 Eficiencia energética de los sistemas de climatización de hoteles Los SCCAH constituyen un conjunto de equipamientos y aditamentos termo-hidráulicos y de potencia que permiten en grandes edificaciones el acondicionamiento del aire. Existen dos posibilidades de climatización de hoteles independientemente de su estilo constructivo, la climatización distribuida [43] y la climatización centralizada. La climatización distribuida se puede realizar mediante equipos de ventana, mediante splits o unidades manejadoras autónomas que pueden satisfacer los requisitos de confort por zonas. En el caso de la climatización centralizada se presta servicio a una mayor cantidad de recintos. La climatización centralizada más difundida en las regiones tropicales como Cuba resulta las del tipo todo-agua, la cual tiene la oportunidad de recuperar el calor de la etapa de condensación del ciclo de refrigeración y posee bajos índices de consumo en cuanto a los kW/t de refrigeración. Un nuevo indicador que puede favorecer la toma de decisiones en la operación de un hotel que cuente con SCCAH a flujo variable, sería el requerimiento conjunto de energía eléctrica por bombeo y por trabajo de compresión, venciendo de forma adecuada las características específicas que imponga la carga térmica para una ocupación determinada. Por tal motivo, una EOCE favorecería la toma de decisiones en la explotación hotelera, incidiendo en los costos de operación sin afectar los parámetros de calidad del servicio. La ocupación puede estar relacionada también con otros criterios (el tipo de cliente, los ingresos que reportan, las exigencias de las habitaciones que se solicitan, el servicio que prestan las camareras y otros parámetros de explotación) de carácter formalizables o no, los cuales pueden ser nuevas restricciones en el proceso de toma de la decisión ocupacional. 1.2 Sistemas de climatización centralizados todo-agua en hoteles Con el transcurso de los años se ha optado por utilizar los SCCAH en muchas edificaciones y en 12 �CAPÍTULO 1 particular en las hoteleras. Esta elección se basa en su mayor eficiencia energética, menor costo de mantenimiento y de mano de obra [19, 44]. En los últimos 15 años, en la etapa inversionista ha prevalecido el criterio de utilizar los SCCAH, independientemente del estilo constructivo de las edificaciones. Esto se debe a que su eficiencia ha alcanzado valores de 0,5 kW/t [22, 45], y a las posibilidades de recuperación de calor para el sistema de Agua Caliente Sanitaria (ACS). 1.2.1 Generalidades de los sistemas de climatización centralizados todo-agua El empleo de los SCCAH posee una infraestructura hidráulica con requerimientos térmicos de aislamiento que garantizan el transporte eficiente del agua fría. El desempeño de las bombas centrífugas, las unidades terminales y el uso de las zonas a climatizar, convierten a esta tecnología en un sistema operacionalmente complejo. La configuración más utilizada es mediante enfriadoras trabajando en paralelo. Los condensadores de estos sistemas pueden ser enfriados por aire o por agua. En el caso del intercambiador gas-agua permite la recuperación de calor, el cual es incorporado al circuito primario de agua caliente (CPAC), como fuente de calor para el ACS. En la Figura 1 de Anexo 2 se aprecia una imagen de un SCCAH típico. Otras generalidades consisten en el uso de compresores reciprocantes y de tornillo; configuración simétrica de las unidades y compresores; capacidades instaladas que oscilan desde las 60 hasta 1000 toneladas de refrigeración; empleo del refrigerante R22; unidades terminales; bombas a flujo constante y válvulas de tres vías [19, 41]. La unidad enfriadora absorbe el calor del edificio por medio del evaporador, donde se enfría el agua que luego es distribuida por medio de redes hidráulicas a las zonas con temperaturas de envío y retorno generalmente de 7 °C y 12 °C, respectivamente [44, 46, 47]. Como refrigerante primario se utiliza fundamentalmente el R22 y como secundario el agua [47-49]. El agua proveniente del intercambio térmico en las zonas, se envía hacia los evaporadores a través del circuito primario de agua fría (CPAF), y hacia las unidades terminales con los CSAF. Por lo general, siempre se le da mayor importancia a los CSAF, pero en varios diseños estructurales el mismo circuito que impulsa el agua hacia las edificaciones, tiene la función de 13 �CAPÍTULO 1 retornarla al evaporador. En el Anexo 2 aparecen las conexiones de los lazos de producción de frío y de distribución más utilizados en los SCCAH a flujo variable. En los últimos 10 años se ha consolidado el uso mundial de variadores de velocidad (VV) en los SCCAH. En Cuba aún no se utiliza esta estrategia de operación en las bombas del CPAF. En el caso de los CSAF los VV están presentes en aproximadamente el 10 % de los casos. Aunque en los hoteles las cargas térmicas siempre tienen un carácter parcial, aún no se ha generalizado el uso de los VV. Los sistemas que cuentan al mismo tiempo con CPAF y CSAF tienen una alta operatividad debido a que: las bombas secundarias pueden circular el agua por el resto del sistema sin restricciones de presión de flujo mínimo, y por la estabilidad que produce el lazo primario debido al desacople con el secundario [46]. 1.2.2 Estructura de los circuitos secundarios de agua fría La clasificación general de los componentes de la climatización centralizada considera cinco grupos: manipuladores o administradores de aire y ventiladores, fuentes de calor, dispositivos de refrigeración o enfriamiento, bombas y los controles e instrumentación, según la clasificación que hace McQuistong [47]. No obstante, es conveniente representar en la Figura 1.1 la posición funcional de cada componente de los CSAF. Figura 1.1. Diagrama en bloques del bombeo a flujo variable empleado en los CSAF. En los sistemas a flujo variable el valor de la presión de descarga de la bomba debe permitir, vencer las diferentes resistencias hidráulicas de la red. Al emplear VV no son necesarias válvulas, arrancadores suaves, bancos de condensadores y protecciones adicionales. Otra ventaja consiste en que los VV tienen incorporados un controlador que elimina la necesidad de instalar 14 �CAPÍTULO 1 equipos adicionales debido a la autonomía que alcanzan [16, 50]. Los VV cuentan con algoritmos de control, que cada día mejoran sus funciones [51, 52]. Aun cuando muchos controladores electrónicos pueden funcionar en el modo proporcional integral derivativo (PID), un buen sistema de control para climatización no requiere de la parte derivativa [47, 53]. En el caso del motor, se utilizan los de inducción, de características probadas para estas prestaciones. En los CSAF a flujo variable, con una reducción del flujo del 50 %, el motor demanda solo el 12,5 % de la potencia correspondiente para el flujo nominal [23, 54]. Este comportamiento se ha demostrado a partir de la variación de la ocupación de habitaciones en circuitos secundarios de agua fría a flujo variable [54]. En Cuba, existen aproximadamente 80 SCCAH ubicados en hoteles. En el polo turístico de Holguín solo existen dos hoteles con flujo de agua variable en los CSAF (Blau Costa Verde y la villa del Hotel Brisas Guardalavaca), en el polo turístico de Ciego de Ávila cuatro (Iberostar Daiquiri, Playa Coco, Blue Bay y Los Balcones) y entre Varadero y La Habana dos (Sireny y el Occidental Miramar). Esta información ilustra el escaso uso de los VV. No solo se debe tener en cuenta los kW por toneladas de refrigerante como parámetro de eficiencia en los SCCAH; otro indicador de eficiencia resulta el factor del transporte de agua, que no es más que la relación entre la potencia térmica útil entregada por el agua a los locales y la potencia consumida por el motor(es) de la bomba(as) [27]. Usualmente, las bombas se calculan para una potencia que esta entre un 15% y un 25% por encima de la necesaria [16, 55]. 1.2.3 Consideraciones energéticas sobre los circuitos secundarios de agua fría En las unidades terminales se define la eficiencia del retiro de calor de las habitaciones, para lo cual el agua debe ser transportada a grandes distancias. El agua, por su alto calor específico, puede transportar mayores cantidades de energía por volumen que el aire. Con este sistema no solo se pueden utilizar tuberías más delgadas, sino que el costo de la energía para mover estos fluidos es mucho menor que el costo que tiene mover aire [47]. A pesar de que los sistemas de agua son más racionales, aún quedan posibilidades de realizar 15 �CAPÍTULO 1 mejoras en el trasporte. Por ejemplo, las pérdidas de carga en las redes hidráulicas se reducen entre un 15 y 20 % cuando se sustituyen las tuberías metálicas por las de PVC, representando un ahorro en potencia de bombeo de un 10 % como promedio [39]. Debido al flujo variable en el CSAF, la presión mínima necesaria debe mantenerse para evitar ruido en el sistema y mejorar la eficiencia. Un valor de consigna mínimo, genera el mínimo gasto energético. El punto de consumo mínimo es de 25 % de la presión de diseño y el ahorro energético es de alrededor de 33 % [16], aunque hay autores que refieren entre 12- 32 % [24]. En la Figura 1.2 se muestra como en la década de 1980 las bombas representaban el 18 % del consumo de electricidad de la climatización, pero ya en la década del 2000, por las mejoras implementadas en las enfriadoras, el porcentaje de las bombas se incrementó al 26 %, de aquí la importancia del estudio de los CSAF. Figura 1.2. Estructura del consumo de energía eléctrica en los SCCAH [57]. De forma general, la eficiencia de los SCCAH se evalúa en términos de la menor cantidad de kW por toneladas de refrigerante en el caso de las enfriadoras y en términos de la mayor extracción de calor con el menor consumo de energía en el CSAF. Para mejorar estos dos aspectos, se necesita del uso de tecnologías competentes y su integración sistémica [24, 56]. 1.3 Aspectos térmicos fundamentales de la climatización centralizada En todos los proyectos de diseño o de evaluación de los SCCAH, la modelación y simulación térmica juega un papel fundamental por su incidencia en la dimensión del equipamiento y en el valor de la inversión, constituyendo una valiosa herramienta para la toma de decisiones. En todos los SCCAH los componentes se subdividen en dos, los térmicos y los hidráulicos. Los 16 �CAPÍTULO 1 componentes térmicos consisten en las unidades terminales encargadas de retirar la carga térmica, el equipo enfriador y el tanque de expansión. Los componentes hidráulicos consisten en las redes hidráulicas, las bombas, y el tanque de expansión [46] (ver Figura 1.3). Una estratificación de los componentes térmicos de los CSAF obligan a pensar en: las condiciones interiores, las condiciones exteriores, las unidades terminales, las propiedades térmicas de las redes de distribución y su aislamiento. El mayor intercambio térmico se produce en las unidades terminales, por lo que se debe velar por su compatibilidad. Figura 1.3. Esquema simplificado de los componentes de los SCCAH. En los CSAF pueden presentarse dificultades con el aislamiento térmico de las redes y se necesita un tiempo adicional para trasegar el fluido, y de esta forma eliminar las ganancias de calor que se han producido a través del aislante. El uso del material PVC en las redes hidráulicas con un coeficiente de conductividad térmica K de solo 0,16 W/m·K [58], ha favorecido la disminución de las ganancias de calor al fluido. Las tuberías de PVC, con las mismas condiciones de aislamiento térmico, ganan dos veces más calor a través del aislamiento cuando están en la intemperie, que cuando viajan por el interior de las edificaciones [39]. Las formulaciones, tablas y métodos para determinar estas ganancias de calor pueden encontrarse en [59, 60]. Aunque la transferencia de calor en tuberías puede considerarse como carga térmica, las ganancias y retiros de calor más significativas se producen en las habitaciones y unidades terminales. 1.3.1 Fundamentos teóricos generales para la modelación térmica de edificios La modelación térmica en los SCCAH corresponde fundamentalmente a procesos de 17 �CAPÍTULO 1 transferencia de calor, los cuales se manifiestan en las siguientes etapas: cálculo de las cargas térmicas; cálculo de las ganancia de calor a través del aislante de las tuberías; la convección forzada en las unidades terminales; el desempeño del evaporador de las unidades enfriadoras y el intercambio térmico en el punto de conexión entre el CPAF, el CSAF y el colector común. La eficiencia de los intercambiadores aire-agua en las unidades terminales y el intercambiador aguagas del evaporador en el enfriador deciden sustancialmente los procesos globales de transferencia de calor en los SCCAH. Una expresión básica que favorece el análisis de estos sistemas térmicos, constituye la expresión 1.1, relacionada con la cantidad de calor asociada con un cambio de temperatura del sistema, desde la temperatura inicial a la final, cuando la capacidad calorífica sea aproximadamente constante [61, 62]. q= m ⋅ Cp ⋅ ∆T (1.1) Donde en el caso de los sistemas de climatización todo-agua se considera lo siguiente: q – cantidad de calor; kW. m - flujo másico; kg/s. ∆T - diferencia de temperatura; K. Cp - calor específico del agua; kJ/kg·K. Esta expresión es útil para conocer, la cantidad de calor que se transfiere al agua en las unidades terminales, la determinación del flujo de agua necesario en los CPAF para una diferencia de temperatura en el evaporador y una carga térmica máxima de diseño, entre otras aplicaciones. Otro proceso decisivo en el comportamiento térmico del SCCAH representa el ciclo de refrigeración [18, 41], en correspondencia con el refrigerante empleado, y su temperatura de condensación y de evaporación dentro sus regímenes de operación. 1.3.2 Cargas térmicas Para el cálculo de las cargas térmicas se consideran: las condiciones exteriores, el momento del día con carga pico de enfriamiento, la ganancia de calor por radiación solar a través de vidrios, la ganancia de calor a través de componentes estructurales, concentración de personas como base 18 �CAPÍTULO 1 de diseño, ganancias de calor originadas por equipos instalados en el interior de un espacio a acondicionar y las ganancia de calor por infiltración y ventilación. Existen varios métodos para el cálculo de carga térmica: el método de cargas instantáneas, método del balance térmico, método E20 de Carrier, cálculo de cargas por temperatura diferencial y factores de carga de enfriamiento (CLTD/CLF) de ASHRAE y el método de las funciones de transferencia. El balance térmico es el método más preciso porque tiene en cuenta los tres mecanismos de transmisión de calor (conducción, convección y radiación), así como la acumulación de calor [47, 63, 64]. No obstante, en la presente investigación se utilizará la metodología ASHRAE con el método de las funciones de transferencia por ser uno de los más precisos. Otros métodos están considerados como simplificaciones del mismo [65]. La ganancia de calor a través de un muro o el techo depende mayoritariamente de la temperatura aire sol [47, 66], pues los demás parámetros son constantes o se relacionan con las características constructivas de la edificación. La temperatura aire-sol se define como la temperatura que tendría el aire exterior para provocar el mismo efecto convectivo de flujo del calor hacia la superficie externa del edificio, en ausencia de luz solar e intercambio de calor por radiación de onda larga [65]. Ahora, el flujo calorífico a través de una pared puede obtenerse de un balance de energía mediante la expresión 1.2. q/A = αIt + h0 (t0 - ts) - εδR (1.2) y la temperatura aire-sol se define entonces como, te = t0 + αIt /h0 - εδR/ h0 (1.3) Donde: α - absortividad de la superficie a la luz solar; adimensional. It - radiación solar total incidente sobre la superficie; W/h·m2. h0 - coeficiente de transferencia de calor convectivo y de longitud de onda larga en la superficie externa (W/h·m2·K), depende de la velocidad del viento. t0 - temperatura exterior (ambiente); K. 19 �CAPÍTULO 1 ts - temperatura de la superficie; K. δR - diferencia entre la radiación de onda larga incidente procedente de la bóveda celeste y el entorno, y la radiación emitida por un cuerpo negro a la temperatura ambiente (W/h·m2). ε - emitancia de la superficie; adimensional. Por consiguiente, como la temperatura ambiente es prácticamente igual a la temperatura aire-sol sin la presencia de la radiación solar, y en su presencia puede representar hasta un 75 % para niveles altos de radiación [65], se puede considerar entonces a la temperatura ambiente como la variable climatológica de mayor incidencia en la ganancia de calor por paredes. En este trabajo se escoge la temperatura ambiente como variable independiente para la modelación de la carga térmica de enfriamiento, para cada hora del día y cada día del año, por su relación con la radiación solar total. De los resultados de la simulación térmica (ganancias instantáneas de calor, potencia o carga de enfriamiento y rapidez de retiro de calor), se escoge la carga térmica de enfriamiento, definida como la rapidez a la cual el calor debe ser removido desde el espacio para mantener la temperatura del aire del mismo a un valor constante [65]. 1.3.3 Simulación térmica de edificios Existen programas, tales como el TRNSYS, el DOE-2, el ENERGY PLUS, el COOL PACK, entre otros, que pueden ser empleados para la simulación térmica de edificios [19, 67]. Los costos de estas aplicaciones oscilan entre 3 000,00 USD y 10 000,00 USD. Como limitaciones de estos programas se plantea que solo tienen incorporada la información meteorológica de algunas localidades, y no permiten el cambio de determinadas variables que influyen en el cálculo, como las propiedades térmicas de algunos materiales [63, 65]. Considerando estos aspectos, el simulador desarrollado por el Instituto de Ingeniería de la UABC se basa en la metodología ASHRAE, y se ha empleado en investigaciones conducentes a grados científicos, mostrando la capacidad de adaptarse a las necesidades de cada región. Esta aplicación, tiene la particularidad de que puede adaptarse para generar el valor de la carga térmica de enfriamiento para cada día del año y para cada hora, atendiendo a las particularidades 20 �CAPÍTULO 1 estructurales de la habitación, a los valores de indicadores ambientales y al comportamiento ocupacional horario. Se ha demostrado, que sus resultados en comparación con otros simuladores como el TRNSYS y el DOE-2 no difieren en más de un 5 % [65]. A partir de la simulación térmica de una instalación hotelera se pueden tomar decisiones que permiten reducciones superiores a 13 kW·h diarios por habitación en función de la orientación y uso de elementos de protección solar. También se pueden obtener ahorros entre 5 y 13 kW·h diarios por habitación según tipología, dimensiones y materiales de las paredes exteriores, materiales de las ventanas y color de la superficie exterior de la cubiertas; y reducciones inferiores a 5 kW·h por desplazamientos de los volúmenes de las habitaciones, proporciones y ubicación de las ventanas, formas, orientación y materiales de la cubierta [68]. Una variante utilizada actualmente para determinar el comportamiento térmico de las edificaciones, es el empleo de las técnicas de inteligencia artificial que posibilitan desarrollar modelos que simplifican la determinación de las cargas de enfriamiento sin la necesidad de una elevada experticia, reduciendo el tiempo de ejecución y facilitando la toma de decisiones [6975]. No obstante, los modelos de carga de enfriamiento que se presentan en estos trabajos no recogen las condiciones para todo un año característico. 1.3.4 Equipo de enfriamiento La selección del valor de temperatura del agua, de conjunto con la temperatura ambiente y la temperatura de entrada del agua al evaporador, definen los resultados del comportamiento energético del ciclo de compresión del refrigerante que utilice el sistema. Las enfriadoras que operan de acuerdo con el ciclo de compresión de vapor (la mayoría) tienen muchas formas, y su capacidad fluctúa entre tres toneladas y más de mil toneladas. Las unidades más pequeñas generalmente utilizan compresores reciprocantes o de espiral y condensadores enfriados por aire, en tanto las grandes unidades usan compresores centrífugos. Uno de los parámetros que definen la eficiencia en la operación del SCCAH es la temperatura de salida del agua de las enfriadoras en relación con las características de las cargas parciales que se manifiesten [19, 37, 76]. 21 �CAPÍTULO 1 1.3.4 Unidades terminales La selección adecuada de las unidades terminales depende del cálculo de carga térmica de enfriamiento. Esta selección deberá tener en cuenta el cumplimiento de las normas, en el caso de Cuba, la NC-45 de 1999. La norma especifica los tipos de unidades para diferentes edificaciones, así como sus características constructivas y de instalación. Las unidades terminales empleadas en los SCCAH son las ventiloconvectoras, conocidas como fan-coil, y las climatizadoras [77]. En la Figura 3 del Anexo 3 se resaltan los datos de caudal y las pérdidas de carga, parámetros que permiten la inserción adecuada de las unidades terminales a la modelación hidráulica del CSAF. 1.4 Aspectos hidráulicos fundamentales de la climatización centralizada En los SCCAH el refrigerante secundario (agua), es distribuido por medio de redes hidráulicas desde el equipo de enfriamiento a las unidades terminales y viceversa. Por sus características, a estas redes se les llama redes malladas de climatización y es cambiante su topología en dependencia de la cantidad y cuáles unidades terminales estén en funcionamiento. A diferencias de las redes malladas de abastecimiento, donde un punto puede abastecerse por varios caminos [58, 78], en las redes para la climatización se distinguen las tuberías de envío y retorno, además de que el agua debe seguir el sentido establecido para la extracción del calor en las habitaciones. Ambas redes requieren de métodos para lograr el equilibrado hidráulico. En la actualidad se cuenta con programas informáticos que resuelven esta problemática [79-81], y se utilizan en el cálculo hidráulico para simular diferentes estados que se producen en la red de distribución de agua, sin tener que experimentar físicamente [81, 82]. El modelo hidráulico de un CSAF a flujo variable incluye bombas, tuberías, válvulas de equilibrado y las unidades terminales. 1.4.1 Fundamentos teóricos generales para la modelación hidráulica La modelación hidráulica constituye el eslabón fundamental para determinar los parámetros de los accionamientos encargados de garantizar las presiones en los nodos, de tal forma que permitan mover el fluido y conseguir los caudales requeridos en las unidades terminales. El transporte del agua como fluido incomprensible posee un conjunto de regularidades en cuanto al 22 �CAPÍTULO 1 cálculo de las pérdidas energéticas, las cuales pueden ser determinadas con la ayuda de expresiones y leyes conocidas que se resumen en: las ecuaciones de Bernoulli, las ecuaciones para determinar las pérdidas de carga, la ecuación de continuidad, la primera y segunda ley de Kirchoff y las leyes de afinidad ({Nekrasov, 1990 #132}{Streeter, 2000 #133}). Estas expresiones y leyes físicas que rigen el comportamiento del agua como fluido se definen en la literatura [48, 83-85]. Durante las dos últimas décadas, a las redes hidráulicas para climatización se han incorporado dispositivos de propósitos específicos. Entre ellos se destacan las válvulas de control y de equilibrado que agregan pérdidas de cargas y establecen regímenes de operación favorables para el desempeño de las redes. Por otra parte, las unidades terminales provocan una determinada pérdida de carga, la cual está en función de las características constructivas de cada modelo y del caudal que circule por el serpentín (ver Figura 3, Anexo 3). 1.4.2 Equilibrado hidráulico de las redes para climatización a flujo variable Los problemas de equilibrado se deben a que no se obtienen los caudales que se proyectaron. Sólo si se obtienen los caudales nominales, el sistema de control puede actuar eficazmente. La única manera de conseguirlos es equilibrando la instalación, mediante válvulas juiciosamente repartidas en la red hidráulica [86-88]. Un SCCAH se diseña para poder trabajar con cargas térmicas máximas. Si la instalación por no estar equilibrada, no puede producir o distribuir esta potencia, entonces no será rentable la inversión. Con una inversión del 1% del costo de la instalación, el equilibrado permite distribuir y emitir la potencia máxima instalada [87]. Las herramientas necesarias para realizar el equilibrado de las redes son: las válvulas de equilibrado, un instrumento de medida y un procedimiento de equilibrado. Las válvulas de equilibrado tienen como objetivo ofrecer la mayor precisión en los caudales y en consecuencia contribuir a la optimización del funcionamiento del sistema de control y de los consumos energéticos. En el Anexo 4 se aprecian figuras y características relacionadas con las válvulas de equilibrado del objeto de estudio, los demás detalles se pueden encontrar en la literatura [86, 87]. 23 �CAPÍTULO 1 A pesar de que las válvulas que más se utilizan en las redes de distribución son las válvulas de equilibrado, no se pueden dejar de mencionar las válvulas de control que se usan a la entrada de las unidades terminales. Las válvulas de control comúnmente utilizadas en los sistemas a caudal variable son las motorizadas de operación on-off [27], sin embargo, pueden ser de acción modulante cuando se exige una regulación muy precisa de la temperatura de los locales. 1.4.3 Métodos de cálculo de las redes malladas La mayoría de los métodos de resolución propuestos en el campo de las redes de distribución se pueden agrupar en dos grandes familias: los primeros, basados en las conocidas técnicas iterativas de Gauss-Seidel y Jacobi, los cuales resuelven el sistema al efectuar en cada iteración la resolución secuencial de cada una de las ecuaciones (al emplear fundamentalmente el Método de Cross y sus derivados); y los segundos, basados en la linealización del sistema de ecuaciones, de forma que el problema original se transforme en la resolución simultánea de un sistema de ecuaciones lineales [79, 81]. Actualmente se destaca el Método del Gradiente, el cual implementa un modelo para la resolución de sistemas de tuberías a presión. El modelo está representado por un sistema de ecuaciones lineales expresadas en forma matricial y tiene como principal ventaja que evita el ensamblado de las matrices, por lo que disminuye la cantidad de procesos a realizar en comparación con otros métodos [78]. Este es un aspecto importante durante los procedimientos de optimización. Algunas ventajas del método radican en que: asegura solución única al no tener problemas de convergencia; permite expresar la topología de la red, las pérdidas de carga y la continuidad de caudales en términos de ecuaciones matriciales; emplea un modelo real de redes y no es necesario estimar una solución inicial cercana al valor real, entre otras ventajas [78]. 1.4.4 Bombas centrífugas a caudal variable En los sistemas de climatización generalmente se utilizan bombas centrífugas (BC) [47]. Los motores eléctricos, las bombas y los ventiladores son las máquinas que más se utilizan en el mundo [89]. Esto significa que el diseño y operación eficiente de las electrobombas centrífugas 24 �CAPÍTULO 1 ofrece un gran potencial para el ahorro de energía. La regulación de la velocidad de rotación en el motor que acciona la BC, se presenta como un método energéticamente eficaz para regular el caudal. Desde el punto de vista de mantenimiento, es un buen sistema de regulación que evita golpes de ariete al disponer de rampas de frenado suaves, y evita las altas intensidades de la corriente de arranque del motor al efectuar arranques progresivos, además, se consigue simplificar la manipulación, al funcionar de manera autónoma. Las leyes de proporcionalidad describen la dependencia que existe entre el flujo (caudal), presión y el consumo energético. Al variar dentro de pequeños límites la frecuencia de rotación N de una BC, los cambios de su caudal Q, altura de presión H y potencia eléctrica P se determinan según las leyes de proporcionalidad [84, 85]. El trabajo en conjunto de varias BC se utiliza para aumentar la altura o el caudal en una instalación y no existe una máquina que sea capaz por si sola de satisfacer estos parámetros. Este trabajo en conjunto se diferencia entre la conexión en serie y en paralelo [90]. 1.5 Procedimiento de operación de los circuitos secundarios de agua fría a flujo variable El procedimiento para la operación de los CSAF, presupone que se hayan tenido en cuenta correctamente: la determinación de las cargas térmicas, selección de las unidades terminales, ubicación de los nodos de la red hidráulica, trazado de las tuberías, selección de las válvulas de control, selección de las unidades de bombeo y la selección de la unidad enfriadora [91]. El éxito de la operación está marcado por las herramientas utilizadas para la proyección del sistema, donde se destacan: el cálculo de las cargas térmicas mediante software especializados que facilitan la simulación térmica del edificio, y el cálculo de los parámetros de operación de la red hidráulica a partir de la inclusión de los elementos de equilibrado que garantizan los caudales de diseño. Para el cálculo de las cargas térmicas se destacan internacionalmente dos metodologías: la Carrier y la ASHRAE [21, 66, 92]. La operación conjunta de las válvulas de dos vías en las unidades terminales y el accionamiento electromecánico a velocidad variable, deben satisfacer las condiciones de confort en las habitaciones ocupadas. 1.5.1 Estrategias de operación 25 �CAPÍTULO 1 Se pueden considerar varias estrategias para mejorar los parámetros de explotación de los CSAF: 1. Incorporación de procedimientos de diagnóstico de la funcionalidad de las instalaciones [93]. 2. Uso de motores de alta eficiencia [89, 94]. 3. Mejoras tecnológicas de las BC y del material de fabricación de las redes hidráulicas. 4. Configuración y equilibrado de la red mallada. El descontrol de este aspecto provoca pérdidas hasta de un 20 % de la energía eléctrica [26, 95]. 5. Selección adecuada del aislamiento térmico [59, 60]. 6. Disminución de las pérdidas de energía mediante la selección adecuada del valor de la presión de envío. 7. Estrategia ocupacional. Se ha planteado la variante de ocupación de los hoteles en función de las cargas térmicas de cada local [19, 96]. Esta solución resulta sencilla en sistemas a caudal constante, pero a caudal variable se necesita un enfoque que considere el modelo termohidráulico, es función de la ocupación de las habitaciones. 8. Selección adecuada de las variables que caracterizan la operación del sistema, sobre todo del punto de medición de la presión para controlar el sistema, considerando las tecnologías disponibles [16]. 9. Implementación de controladores que favorezcan la manipulación de los accionamientos prefijando valores racionales de operación en bombas y unidades terminales [24, 97]. 10. Selección adecuada de los métodos de solución de las redes malladas para garantizar eficiencia y eficacia en los cálculos necesarios durante el proceso operacional [78, 79, 81]. 1.5.2 Relación entre la topología de la red hidráulica y la bomba centrífuga Para cada posible ocupación del hotel se tiene una topología de la red hidráulica a la cual corresponde una curva H = Ri(Q), i = 1,…,n, para toda la red (ver Figura 1.4). Ri expresa la relación funcional entre la altura de carga H de la red del sistema y el caudal Q, y representa de forma simplificada todas las pérdidas energéticas del fluido en los tramos de tuberías y accesorios en operación. 26 �CAPÍTULO 1 Figura 1.4. Espacio de solución de la presión de envío del sistema hidráulico en CSAF. El valor de Ri puede variar en función de las unidades terminales en uso, relacionadas con la ocupación y la dinámica de las cargas térmicas de enfriamiento. Análogamente, para cada valor de energía que se le suministre a la bomba se tiene una función H = Bj(Q), j = 1,…,m que describe el valor de H según varía Q. Como se aprecia en la Figura 1.4, el cambio simultáneo de las curvas de la bomba y de la red crea un espacio de soluciones del problema de encontrar cuál es la energía suficiente para lograr que la bomba garantice el caudal necesario Qsp a la presión Hsp que garanticen el confort. Si se conoce el valor de la altura de carga Hsp (valor de presión requerido en la red hidráulica para garantizar el caudal de diseño Qsp, calculado a partir del cumplimiento de los caudales necesarios en las unidades terminales), entonces puede determinarse la potencia eléctrica que se necesita para establecer la curva de la bomba que pasa por el punto (Qsp; Hsp). El actual criterio de asumir que la energía que se suministra a la bomba es la necesaria para garantizar una presión en correspondencia con la ocupación máxima, conduce a la falta de eficiencia energética. 1.5.3 Relación entre la estrategia ocupacional y la operación En general, la selección del valor de la presión de envío en los CSAF se realiza actualmente en función de las condiciones de máxima carga térmica, teniendo en cuenta además su factor de diversidad. El factor de diversidad garantiza un régimen racional de operación, al considerar que las edificaciones, por lo general, no cuentan con todas sus habitaciones en la misma orientación solar [21, 92]. El factor de diversidad favorece a que no se sobredimensionen las potencias 27 �CAPÍTULO 1 nominales de la bomba y del equipo enfriador [92]. Indisolublemente ligada a la operación de los CSAF se encuentra la ocupación, la cual aporta en ocasiones hasta más del 25 % de la carga térmica del local. La ocupación también genera el cambio de los parámetros hidráulicos de las redes y la activación del intercambio térmico en las unidades terminales, ya sean de operación on-off o de acción modulante. Para conocer los regímenes de ocupación diaria de los hoteles se puede acceder a los registros de los departamentos de recepción, pero para conocer la dinámica que ofrece durante el día es necesario realizar encuestas [54] u obtener registros de los autómatas de habitaciones, si se tienen altas prestaciones como sensores de presencia. En tal sentido, trabajos como los de Energy Design Resources [98, 99], ofrecen datos similares de ocupación horaria promedio en diferentes hoteles en Estados Unidos. Estos mismos datos se utilizaron para hacer un análisis de regresión con la temperatura ambiente y la diferencia de temperatura entre envío y retorno de un CSAF a flujo variable en un edificio de un hotel en Cuba [100]. Se obtuvieron modelos de regresión con coeficientes de correlación superiores a 0,8. Algunas investigaciones estudian la incorporación de la climatología local en el cálculo de las cargas térmicas y posteriormente esto contribuye a una correcta toma de decisiones de diseño y operacionales de los sistemas de climatización [18, 19, 25, 54, 65, 101, 102]. Se ha demostrado que en las condiciones climatológicas de Cuba, en los meses de septiembre, octubre y noviembre aparecen los mayores valores de potencia requeridos por la climatización, a pesar de que las condiciones climáticas no son tan desfavorables como en los días más críticos del verano. Esto se debe a la incidencia marcada que tiene la carga térmica por ocupantes del edificio [100]. Existen trabajos que analizan la dinámica de la climatología local mediante modelos térmicos de habitaciones a partir de la extrapolación del intercambio térmico a un circuito eléctrico resistivocapacitivo [103]. En otra variante se desarrolla una estrategia de control predictivo basado en el modelo térmico de una habitación y el conocimiento de las predicciones del clima y la ocupación con 24 horas de antelación. Utilizando la unidad terminal instalada en la habitación, se obtiene 28 �CAPÍTULO 1 un valor dinámico de ajuste de la temperatura de agua helada para la unidad enfriadora. Por su parte Bravo [104] compara métodos de simulación de carga térmica dinámicos del TRNSYS 16 con aplicaciones como el COOLPACK y el simulador de cargas térmicas de la UABC. Todas estas investigaciones coinciden en la necesaria integración de la climatología local en la toma de decisiones operacionales de los SCCAH. La ocupación de hoteles desde el punto de vista tecnológico se ha tratado en la literatura en dos direcciones fundamentales: los sistemas de control de la ocupación y las estrategias ocupacionales. Los sistemas de control, necesitan de un alto componente de automatización para facilitar el control del confort y el funcionamiento de las diferentes cargas eléctricas, aunque no siempre estos sistemas están disponibles. Por su parte las estrategias ocupacionales han sido menos utilizadas y están orientadas a: disminuir la presencia de los huéspedes en las habitaciones en los horarios que la electricidad es más costosa, la compactación de habitaciones y a la evaluación de los sistemas sobre todo la climatización para ahorrar energía. En la literatura aparecen un conjunto de consideraciones en referencia a la ocupación las cuales plantean: • Las dimensiones de los sistemas de climatización dependen de muchos factores tales como la localidad, las dimensiones del edificio, el tipo de puertas y ventanas, y el tipo de ocupación. Es necesario conocer adecuadamente las cargas y sobre todo los horarios de ocupación para reducir la climatización cuando el edificio esta desocupado [105] • Los programas de desarrollo y administración energética de edificios plantean: mantener actualizado los datos correspondientes a los horarios de ocupación, cuando se usan lugares innecesariamente y los horarios de trabajo intermitente de los locales; que los horarios de utilización de los locales sean regulares para poder tenerlos en cuenta en las estrategias de operación energéticas [105] e instalar sistemas computarizados para el control de la temperatura en todas las partes del edificio de acuerdo a la ocupación [16, 67] • Los programas de análisis energético repiten sus secuencias de cálculo muchas veces, para simular todo un año de operación bajo diferentes condiciones del clima, la ocupación y las 29 �CAPÍTULO 1 condiciones de la carga térmica. El ahorro de energía depende mucho de estos factores [67]. • Apagar las unidades terminales en los horarios en que las habitaciones no están ocupadas puede ahorrar entre un 10 y 50 % de la energía en los CSAF. También es recomendable cambiar la temperatura de salida del agua de las enfriadoras en correspondencia al porcentaje de la ocupación entre otros factores [67]. • Los parámetros operacionales óptimos de la climatización deben ser desarrollados en las condiciones reales del edificio y los requisitos de ocupación actuales, teniendo en cuenta que el comportamiento energético debe ser comparado bajo las mismas condiciones normalizadas de ocupación y del clima [106] • Las determinación de la línea base de los sistemas de climatización deben considerar el cambio del clima y de los horarios de ocupación. La variable independiente más común a tener en cuenta es la temperatura ambiente, aunque también es incidente la ocupación [106] A pesar de los criterios anteriores, no se reporta en la literatura consultada el uso de estrategias combinatorias – evolutivas para definir como ocupar un edificio, lo que implica, utilizar modelos computacionales que respondan mediante determinadas heurísticas a la optimización energética de la operación de los SCCAH con CSAF a flujo variable. Estos sistemas tienen una la tendencia hacia un predominio tecnológico en la climatización de hoteles. Por otra parte, existen software que calculan la carga térmica y en ocasiones de manera simultánea con la modelación de la red hidráulica tales como el TRANSYS y el SPR-r, pero estas no integran la evaluación de las múltiples combinaciones de ocupación de los locales a los algoritmos de cálculo del comportamiento termo-hidráulico. 1.6 Modelación y simulación de los sistemas de climatización centralizados En la Figura 1.5 se muestra la secuencia de los distintos modelos que componen la climatización para su adecuada simulación. Para simular el comportamiento energético de SCCAH, el modelo matemático correspondiente debe representar el comportamiento térmico de la estructura del 30 �CAPÍTULO 1 edificio (el modelo de las cargas térmicas), el sistema de acondicionamiento de aire (el modelo de los sistemas secundarios) y de la planta central (el modelo de los sistemas primarios). El modelo económico puede formar parte o no del programa de análisis energético [47]. Figura 1.5. Interacción de modelos para la simulación energética de edificios [47]. La modelación y simulación de sistemas de impulsión de agua, han sido menos abordados que la los regímenes y parámetros de las enfriadoras. Por lo general, debido a la magnitud de la potencia instalada en los SCCAH, las investigaciones en estos equipos persiguen mejorar la eficiencia del ciclo de compresión del gas refrigerante mediante análisis termodinámicos. Un estudio realizado por la Oficina de Tecnologías Industriales del Departamento de Energía (DOE) de Estados Unidos estima que la corrección en la distribución eléctrica representa el 8 % del total del ahorro posible, la eficiencia del motor representa el 4 %, el sistema mecánico el 44 % y la optimización del proceso el 44 % [107]. Durante la investigación, se pudo constatar la existencia de 19 tesis de doctorado desarrolladas en Cuba, muy estrechamente relacionadas con los temas generales de la climatización (68,4 %) [18, 19, 68, 108-114] y refrigeración (31,6 %) [115-119]. De manera particular abarcan los temas de: diseño; operación; cargas térmicas, confort y sicrometría del aire; lazo de producción de frío o compresión mecánica del vapor; cambios tecnológicos o en algún componente físico; sistemas agua-aire, todo aire o todo refrigerante; sistemas todo-agua; optimización; optimización de sistemas centralizados a flujo constante; modelos matemáticos; procedimientos y los hoteles. Sin embargo, las referencias anteriores no desarrollan los temas relacionados con: el 31 �CAPÍTULO 1 comportamiento de las redes hidráulicas y su efecto en el comportamiento energético del sistema, el análisis combinatorio de la ocupación de habitaciones ni los SCCAH a flujo variable. 1.6.1 Modelación y simulación térmica de los sistemas de climatización centralizada Las variables arquitectónicas relacionadas con la bioclimática contribuyen al ahorro energético durante la explotación de la edificación. Ellas se dividen en dos grupos fundamentales: las que dependen de los criterios de diseño y las que dependen de decisiones económicas [68]. Una forma natural de ahorrar electricidad, es prevenir que la energía del asolamiento penetre hacia el interior de las edificaciones. Las técnicas de diseños que reducen el calor que penetra suelen aplicarse de forma individual o agrupadas convenientemente; algunas investigaciones señalan que para las condiciones de Cuba es necesario: el empleo de materiales en el revestimiento exterior de baja absorción térmica, protección de las superficies exteriores de la radiación solar directa, incremento del espesor de los materiales de construcción que conforman las cubiertas y fachadas, el uso de materiales aislantes de elevada resistencia térmica y el empleo de cubiertas y pinturas reflectivas [123-125]. Estas decisiones tienen en cuenta el conocimiento de la climatología local y son variables a considerar en la modelación y simulación térmica. Montero [39] realiza un estudio del comportamiento energético de los CSAF, evaluando elementos incidentes y parámetros de operación del climatizador central, las redes, la carga térmica y del conjunto motor bomba así como algunas variables climatológicas. En su caso de estudio se establecieron modelos del conjunto motor-bomba mediante técnicas estadísticas. Los resultados expresan enfoques y soluciones particulares sobre la base de los CSAF a flujo variable. Se proponen expresiones que permiten evaluar el costo, caudal y energía adicional que ocasionan las principales deficiencias termo-energéticas. Uribazo en el 2004 [126] determina la incidencia del clima en las tecnologías de la climatización. Mediante una identificación experimental, obtiene un modelo paramétrico de estructura ARMAX de segundo orden, del sistema de climatización centralizado de un hotel. El modelo permite controlar el número de cilindros de los compresores a partir del comportamiento de la 32 �CAPÍTULO 1 temperatura de retorno del agua fría, la temperatura de envío y la temperatura ambiente. Luego el mismo autor propone un sistema de control borroso del clima del hotel [127]. Monteagudo [37], mediante el aumento de la temperatura de salida del agua helada en función de la temperatura ambiente, ha comprobado que se reduce el consumo de electricidad en las enfriadoras del Hotel Unión en aproximadamente un 15%. Montelier [19], desarrolla un procedimiento para establecer la temperatura más adecuada del agua helada en los SCCAH a flujo constante. A partir de bases de datos obtenidas de la simulación térmica del edificio, este autor establece una RNA que posibilita determinar la carga térmica de enfriamiento y propone un sistema neurodifuso para determinar el consumo de energía eléctrica del sistema de climatización en función de la temperatura de agua helada y corrobora la existencia de un mínimo consumo en función de la temperatura de agua helada. Finalmente, propone un algoritmo genético para encontrar el valor de ajuste de la temperatura del agua helada que posibilita reducir el consumo energético. En el 2008, Armas crea un modelo híbrido de optimización termo-económica para minimizar el costo de los productos finales del SCCAH, integrando: el algoritmo genético, las RNA que modelan las sustancias de trabajo del sistema y los modelos físicos, los flujos y el costo para cada componente [18]. El modelo planteado se circunscribe a las unidades enfriadoras. Chow en el 2001[128] aplica las redes neuronales para modelar el desempeño de una enfriadora por absorción y mediante un algoritmo genético optimiza la función del costo de su operación. Este modelo tiene como una de las variables de entrada la temperatura de envío a las zonas, y la energía que se le transfiere al agua para entrar en el evaporador es la que utiliza para trasegarla por el sistema. Se muestra que la inteligencia artificial puede predecir los costos de explotación y el consumo de energía de una enfriadora sin estudiar los detalles termo-hidráulicos de los CSAF. La administración y detección de fallas en los sistemas de climatización centralizados en edificios comerciales también constituye un aspecto vital que favorece un ahorro energético entre el 20 % y el 30 % [129]. Yoshida en el 2001[130], propone un algoritmo de detección y 33 �CAPÍTULO 1 diagnóstico para sistemas de climatización a partir de un modelo paramétrico recursivo ARX, tomando la desviación del valor de consigna de la temperatura en el espacio climatizado como entrada y como salida el flujo de aire que se suministra. Este modelo solo permite conocer e imponer al sistema sus características de operación a partir de una identificación. Fu en 1999 [93] empleó un modelo fuzzy para predecir cada estado de un sistema agua - aire, tanto para la enfriadora como para la manejadora de aire. El sistema es de volumen de aire variable. Este autor demostró la capacidad de los modelos Neuro-fuzzy para modelar el sistema y asegurar la toma de decisiones en relación de los parámetros de la enfriadora y del ventilador. Los datos de entrenamiento fueron generados en el simulador HVACSIM+. Los resultados de las estimaciones abarcan todo el diapasón de operaciones en condiciones libres de fallas y con la presencia de estas. El modelo predice el consumo del ventilador y la velocidad de operación del mismo, pero tiene la limitante que es para el caso de agua-aire, y solo integra al modelo las condiciones del aire interior para el caso del modelo de la enfriadora. Para el aire, se predice la potencia del ventilador y la velocidad mediante el flujo y un vector predictor de fallas. 1.6.2 Modelación y simulación hidráulica de los sistemas de climatización centralizados Las redes hidráulicas revisten una gran importancia en el contexto energético y especialmente en los SCCAH debido a la cantidad de energía que se necesita para transportar el agua desde las enfriadoras hasta las unidades terminales, garantizando los caudales necesarios. Hechavarría en el 2009 [81], presenta un procedimiento que aplica los fundamentos del Análisis y Síntesis de Sistemas de Ingeniería (ASSI) para la preparación y toma de decisiones bajo criterios múltiples al diseño de redes de distribución de agua. Los métodos utilizados para la modelación hidráulica en la optimización del diseño de redes malladas bajo criterios técnicoseconómicos son válidos para la modelación y simulación en SCCAH [91]. Puesto que en un CSAF la cantidad de fluido enviado al sistema es la misma que retorna, entonces, desde el punto de vista de envío y retorno, la red se considera simétrica en longitudes y diámetros en las tuberías. Esto condiciona que durante el proceso de diseño, inicialmente se 34 �CAPÍTULO 1 evalúe la red de climatización como si estuviera abierta [91]. El primer criterio a tenerse en cuenta al seleccionarse las unidades de bombeo, es que siempre debe cumplirse los valores de presión de 3 kPa mínimos en cada una de la válvulas de equilibrado, lo que comprende, desde el inicio de la tubería, hasta el final del retorno [87, 95]. La experiencia de los diseñadores de estas instalaciones especiales en Cuba, indica que un valor de 500 kPa es capaz de satisfacer los requerimientos hidráulicos para las variantes constructivas utilizadas en hoteles [131]. En el 2009 se presentan resultados que tienen como centro los CSAF. Uno de ellos realiza un riguroso marco teórico de las relaciones entre los componentes de los CSAF y las variables que inciden en su operación eficiente [132]. Se expone un análisis crítico sobre las insuficiencias al no aplicar las normativas cubanas vigentes NC-45 y NC-220 [27, 28]. Mediante un enfoque sistémico, se proponen cambios para la automatización de tareas basados en tener en cuenta los aspectos hidráulicos y de intercambio térmico del agua con la edificación. Aparecen críticas acertadas, pero las propuestas de soluciones aún no están implementadas. El método de compensación y balance [26] racionaliza el consumo de energía en una red de distribución de agua para la climatización. Un estudio basado en este método consistió en ubicar válvulas de compensación en todos los ramales de la red, trabajando en línea con un sistema computarizado. Estas válvulas operan a través de un modelo matemático creado para la red hidráulica en función de las mediciones realizadas [26]. Los modelos no se divulgaron y no se reflejaron aspectos térmicos del sistema. No obstante, el equilibrado hidráulico obtenido redujo el consumo energético entre el 15 % y 20 %. La operación de los CSAF se puede modelar con la ayuda de herramientas informáticas que consideren los elementos termo-hidráulicos del sistema. Entre los sistemas que modelan un sistema hidráulico y calculan las presiones, caudales y velocidades se encuentran el EPANET, WATERCAD, entre otros sistemas CAD. En cualquier caso, los rangos de velocidades deben mantenerse entre 1 m/s y 2 m/s [27], elemento que impone restricciones energéticas al sistema, evitando también que se produzcan ruidos en la red debido a la dinámica de operación. 35 �CAPÍTULO 1 Salsbury [133], a partir de los datos de un sistema de ventilación de dos vías en una gran edificación, establece un modelo de caja negra teniendo en cuenta la presión, la humedad relativa y temperatura del fluido logrando mejores prestaciones de la instalación. El modelo simulado, en paralelo con las variables del sistema real corrige las necesidades del fluido y obtiene mejoras energéticas. La limitante para aplicar este modelo a los SCCAH es que se trata de una instalación de ventilación. El caudal de ventilación se controló con un lazo PI y los modelos empleados son de primer y de segundo orden, obtenidos con el método de integración de Euler. Núñez y Rodríguez [53] implementaron una aplicación prototipo que enlaza el software de supervisión de procesos EROS mediante un control PID a un CSAF a flujo variable. Esta aplicación permite la recolección de datos y operación del sistema para cualquier valor admisible de la presión de descarga. El controlador se ajusta desde el computador. Los resultados no integran a la operación del controlador el análisis de los aspectos térmicos del edificio, ni las condiciones climatológicas para lograr un modelo de la planta más acertado. Aguilar en el 2009 [134] propone un enfoque multivariable de un CSAF para su modelación y Montero en el 2012 [97] perfecciona el resultado determinando el modelo paramétrico que mejor relaciona las HDO, temperatura ambiente y caudal con respecto a las salidas, potencia activa, temperatura de retorno del agua y presión en el retorno. El modelo mejoró con el uso de las RNA obteniéndose ajustes de un 94 % al manipularse la variable HDO. En el 2002, León propone una metodología para el análisis de variadores de velocidad en sistemas de bombeo, pero solo se relacionan las interacciones entre las características de la bomba, la red y el motor de inducción [135]. A partir de las ecuaciones de proporcionalidad y las ecuaciones del motor de inducción se establecen leyes de afinidad para el análisis de sistemas de carga estática. A pesar de que se evalúa el comportamiento energético del accionamiento, no se ha aplicado la metodología al caso específico de los CSAF. La gran mayoría de los hoteles cubanos son instalaciones con determinado tiempo de operación, esto hace que algunos CSAF en ocasiones se desajusten. En el trabajo presentado por Rodríguez 36 �CAPÍTULO 1 en el 2004 [136], mediante cálculos hidráulicos con las expresiones de Bernoulli, se demuestra que es insuficiente el caudal de agua en los ramales de un CSAF. Se da solución al problema de suministro pero el sistema analizado es a flujo constante. Para resolver una situación similar en la villa del hotel Las Brisas en Guardalavaca, se realizó el cambio a caudal variable del sistema de impulsión [137]. En ambos casos no se consideraron: las perturbaciones del clima, el modelo térmico de la edificación y las estrategias ocupacionales. Sierra en el 2009 [138] analiza el comportamiento energético de un motor de inducción (MI) en un CSAF a flujo variable, obteniendo sus características ante diferentes situaciones ocupacionales y valores de consigna de la presión de descarga de la bomba. Se utilizaron aplicaciones sobre Matlab que tomaron como base el modelo del MI. Aunque fueron interrelacionadas variables ambientales con diferentes puntos de operación del sistema, no se modeló la integración de estos factores. No obstante, se demostró empíricamente que el CSAF puede trabajar a menor valor de consigna de la presión (de 500 kPa a 450 kPa) para una misma ocupación del 92 %, en condiciones del clima similares, demandando un 35 % menos de potencia activa manteniendo el confort. La utilización de VV en las bombas de agua fría permite la reducción del consumo de energía en las condiciones de cargas parciales al circular menos agua por el sistema [44, 139]. Los ahorros de energía reportados pueden llegar hasta un 30 % con respecto al consumo de un sistema con flujo constante [16, 46, 50]. Los CSAF han logrado entre el 12 - 32 % del ahorro para determinadas estrategias de operación a flujo variable basándose en una adecuada modelación de la distribución del agua y un alto grado de automatización [24]. En los sistemas de monitoreo y control existentes en los hoteles con SCCAH se observa que las variables incorporadas son principalmente las relacionadas con el trabajo de las enfriadoras; no sucede así con las variables termo-hidráulicas y energéticas asociadas a los circuitos de impulsión. En los sistemas a caudal variable en operación resulta difícil cambiar los parámetros de las variables de consigna de la presión de envío debido a la imposibilidad del acceso a los 37 �CAPÍTULO 1 controles del VV y a los insuficientes sistemas informáticos para tomar esta decisión. Todos los aspectos abordados en el análisis bibliográfico, resaltan la necesidad de estudios con enfoques sistémicos para favorecer la optimización operacional de los sistemas de climatización. CONCLUSIONES del capítulo 1. El actual escenario energético mundial exige de estrategias que permitan fomentar el uso de tecnologías que tributen a la disminución del consumo de energía, trabajando por la eficiencia energética como una variante de alto impacto. 2. El sector del turismo se establece como un importante potencial económico en el desarrollo del país y con posibilidades reales de disminución de los costos de operaciones mediante un uso más racional de energía, a través de procedimientos que permitan una mejor explotación de los sistemas sin deteriorar la calidad de los servicios. 3. Los sistemas de climatización de las instalaciones turísticas son los mayores consumidores de energía en estas instalaciones y son objeto de los estudios energéticos. En los SCCAH, y en particular en los CSAF, se presentan importantes potencialidades para mejorar la eficiencia energética en los hoteles que usan esta tecnología. 4. Es necesario conformar un procedimiento mediante un enfoque sistémico para la optimización energética de la operación de los SCCAH, basado en una función objetivo que integre: los modelos de la red hidráulica, del ciclo de comprensión mecánica del vapor y el modelo térmico del edificio, en los que intervienen cada estado del sistema, ineludiblemente relacionados con la ocupación, el clima y las características de las edificaciones. 5. Se hace necesario el desarrollo de aplicaciones informáticas que favorezcan los procesos de toma de decisiones en la explotación hotelera, con énfasis en aquellas actividades que permitan un mejor desempeño energético del equipamiento tecnológico. 38 �CAPÍTULO 2 CAPÍTULO II. PROCEDIMIENTO PARA LA OPERACIÓN DE LOS SISTEMAS DE CLIMATIZACIÓN CENTRALIZADOS TODO-AGUA CON CIRCUITOS SECUNDARIOS DE AGUA FRÍA A FLUJO VARIABLE El presente capítulo tiene como objetivo el desarrollo de la formulación matemática de la tarea de operación energética óptima de los SCCAH con CSAF a flujo variable, considerando la variabilidad de la climatología local y la ocupación de un hotel. Siguiendo el enfoque de Arzola [140], en la presente investigación se asume el concepto sistema de ingeniería como aquel que ayuda a la preparación y toma de decisiones bajo criterios múltiples, incluyendo indicadores de carácter subjetivo propios del diseño, la generación de tecnologías, la operación de procesos, la planeación de la producción, la logística y el mantenimiento, y su integración a la gestión económica de las empresas. Mediante el Análisis y Síntesis de Sistemas de Ingeniería (ASSI) se clasifica la información asociada a la tarea de ingeniería, se formulan adecuadamente las tareas en el entorno en el que deberán funcionar, y se sintetiza debidamente el sistema para la solución práctica del problema [81, 141]. La metodología ASSI se compone básicamente de los pasos siguientes [140]: 1. Análisis externo: contiene, la descripción del sistema de mayor envergadura (SME) que es la mayor tarea a la cual se encuentra subordinado el sistema objeto de análisis y se determinan las variables involucradas (ver Figura 2.1), la descomposición de la tarea en elementos componentes, y la elaboración del modelo conceptual de preparación de decisiones. 2. Análisis interno: modelación matemática de relaciones que explican las salidas de los indicadores de eficiencia a partir de los valores de las variables de coordinación, de decisión y datos de entradas; organización racional de los procedimientos de cálculo; e identificación de los componentes del modelo matemático conceptual de preparación y toma de decisiones. 2.1 Análisis externo de la operación de los sistemas de climatización centralizados todo-agua con circuitos secundarios de agua fría a flujo variable 39 �CAPÍTULO 2 En la presente investigación se pretende que la operación de los SCCAH se realice con el mínimo requerimiento de potencia eléctrica, considerando el modelo termo-hidráulico de la edificación, así como las fluctuaciones del clima y la ocupación. En la clasificación de la información asociada a la operación de los SCCAH, para la formulación de la función objetivo intervienen: la modelación de la carga térmica, la modelación de la red hidráulica, la determinación del trabajo de compresión y las restricciones de los modelos. Una representación simplificada de los elementos del análisis externo se presenta la Figura 2.1. Figura 2.1. Clasificación de la información involucrada en el análisis externo [140]. 2.1.1 Descripción del Sistema de Mayor Envergadura La operación de los SCCAH tiene como objetivo principal garantizar la climatización de los locales, independientemente de las condiciones que imponga el SME. Se considera como parte del SME a todo fenómeno externo que influya en el proceso de climatización, para este caso se consideran los siguientes aspectos: las condiciones climatológicas de la localidad; las características físicas de la edificación, los parámetros técnicos del sistema y la información necesaria que permite valorar el impacto técnico-económico de la tarea. Para sustentar una caracterización del SME, así como contribuir a la definición de las variables a tener en cuenta en el análisis externo, fue necesario implementar un Sistema Automático de Medición (SAM) mediante el SCADA de procesos industriales EROS versión 5.5, el cual se presenta en el Anexo 5. Los datos obtenidos mediantes experimentos exploratorios, más que para definir un modelo formal, contribuyeron a la selección de las variables que participan en el análisis externo y que definirán el análisis interno. En el Anexo 5 también aparecen a manera de ejemplos, algunas mediciones en el sistema relacionadas con: la temperatura ambiente de la 40 �CAPÍTULO 2 localidad, pruebas dinámicas del VV y pruebas escalonadas de cambios de la ocupación. 2.1.2 Variables de coordinación Las variables de decisión del SME, asociadas al sistema dado, constituyen las variables de coordinación [141]. Se consideran, mediante una adecuada clasificación, las siguientes: Para la modelación térmica: parámetros técnicos de la edificación (clasificación de los locales según su uso, comportamiento ocupacional horario, zonificación, inventario de cargas fijas y uso de equipos), parámetros climatológicos (ubicación geográfica, parámetros solares, condiciones climáticas de la localidad, humedad relativa y la temperatura ambiente por día y hora). Para la modelación hidráulica: ubicación espacial de los nodos; topología de la red; dimensiones y material de las tuberías; parámetros técnicos de: las válvulas de control, las válvulas de equilibrado, unidades terminales, las unidades de bombeo, unidades enfriadoras. También es necesaria la clasificación del local según su disponibilidad y la aceleración de la gravedad. Para el cálculo del trabajo por compresión: el tipo de refrigerante utilizado, las temperaturas de condensación y de vaporización, la temperatura de envío del agua fría a la salida del evaporador y la temperatura del agua en la entrada del evaporador. Para el análisis de la ocupación: total de habitaciones del edificio, cantidad de habitaciones fuera de servicio (no disponibles), cantidad de habitaciones disponibles, cantidad de habitaciones priorizadas (escogidas a preferencia de los clientes) y cantidad de habitaciones a ocupar. 2.1.3 Indicador de eficiencia En los CSAF a flujo variable, la reducción del consumo de energía se ha basado en la selección adecuada del valor de consigna de la presión de envío o su re-establecimiento para cada condición de la red hidráulica [24, 25, 46]. La tendencia actual para la optimización del consumo de energía en los SCCAH es la determinación simultánea de la temperatura adecuada del agua suministrada por la unidad enfriadora y de la presión de envío en las bombas del CSAF [46, 56]. En la presente investigación se pretende minimizar el requerimiento de potencia eléctrica para la operación de los SCCAH, por lo cual se toma como indicador de eficiencia formalizable: la 41 �CAPÍTULO 2 suma de la potencia eléctrica necesaria para el bombeo, más la potencia eléctrica necesaria para el trabajo de compresión en la unidad enfriadora en función de ocupación. Para la determinación de este indicador, necesariamente se deben evaluar las pérdidas de energía por fricción, las pérdidas de energía por singularidades en la red hidráulica, y el efecto de las cargas térmicas de enfriamiento parciales que dependen de ciertas variables. 2.1.4 Variable de decisión Sea T el total de habitaciones de un edificio. Se conoce que hay D habitaciones disponibles y HAO son solicitadas. Considérese que hay ND habitaciones no disponibles para el análisis, HO es el total de habitaciones que ya están ocupadas, HOP las habitaciones a ocupar que están priorizadas (escogidas a preferencia de los clientes) y HFS es la cantidad de habitaciones fuera de servicio (por razones técnicas o fuera de orden). Las relaciones entre estos parámetros son: = T ND + D (2.1) ND =H O + H OP + H FS (2.2) HDO =H O + H OP + HAO (2.3) MVC = 2 D (2.4) MVCR = D! ( D − HAO)! HAO ! (2.5) Donde HDO es el número de habitaciones que se tendrán en cuenta durante la modelación térmica e hidráulica, Habitaciones Días Ocupadas; MVC es el Mayor Valor del Código de solución (cantidad total de opciones de ocupación de los locales disponibles); y MVCR coeficiente binomial al que se denominó Mayor Valor del Código Restringido (cantidad total de opciones de ocupación de los locales disponibles que cumplan con la restricción de HAO). Ahora, puede definirse una variable a la que se denomina Ocupación que describe cuáles serán las HAO habitaciones seleccionadas entre las D habitaciones disponibles. Esta será la variable de decisión y condiciona la apertura de circuitos dentro de la red mallada al igual que las HO y las HOP, mientras que las HFS no. Por lo tanto, las diversas configuraciones de la red hidráulica, 42 �CAPÍTULO 2 ocasiona mayores o menores pérdidas de energía. El trabajo de compresión en la unidad enfriadora, también se ve afectado por la variable Ocupación en correspondencia con los valores de carga térmica de enfriamiento que aportan las HDO habitaciones día ocupadas. 2.1.5 Variables intermedias Generar variantes de ocupación trae consigo cambios en la modelación hidráulica, dando como resultado diferentes valores de velocidad y presión en el CSAF. Estos resultados deben ser evaluados para comprobar si cumplen con las restricciones. De este modo, resultan de interés, las variables intermedias: velocidad del agua en cada tramo de tubería, altura de presión en cada nodo y caudal de agua en las unidades terminales. Estas variables son consecuencia de la velocidad de rotación de la bomba, pues de su valor y de la carga que representa la red hidráulica depende la potencia eléctrica requerida por la bomba. La determinación de esta velocidad debe corresponder con los requerimientos mínimos de presión de envío del CSAF. Cambiar la ocupación también implica cambios en la modelación térmica. Es práctica común elevar la temperatura del agua helada para ahorrar energía durante los períodos de menor carga de enfriamiento, o de temperaturas exteriores más bajas [19]. Se puede elevar la temperatura entre 2,5 °C y 5,5 °C incluso en condiciones de cargas nominales [139, 142]. Un grado Celsius que se eleve la temperatura, incrementa la eficiencia del enfriador en un 4 % [142]. Al considerarse las condiciones climatológicas y la ocupación en el modelo energético, es posible declarar como otra variable intermedia del sistema, la temperatura de salida del agua de la enfriadora. Tanto la velocidad de rotación de la bomba como la determinación de la temperatura de salida del agua de la enfriadora se pueden determinar mediante cálculos iterativos. Estas variables intermedias están restringidas respectivamente a ciertos rangos, los cuales definen la factibilidad de cualquier propuesta de ocupación. 2.1.6 Datos de entrada al sistema Para mayor claridad de los datos de entrada al sistema, necesarios para la simulación a partir de la existencia de los modelos correspondientes, se propone la clasificación siguiente: Datos para la modelación térmica: temperatura ambiente, hora del día, día del año y las 43 �CAPÍTULO 2 habitaciones que entran al análisis de la Ocupación. Datos para la modelación hidráulica: viscosidad cinemática del agua (en función de la temperatura del fluido), rugosidad equivalente (en función del material y edad de las tuberías), coeficiente de resistencia local (tipo de accesorio), valores mínimos y máximos de velocidad y presión (rangos permisibles) y dimensiones de las tuberías. Datos para la determinación de la potencia eléctrica necesaria en la unidad de bombeo: densidad del agua, rendimiento de la bomba centrífuga, rendimiento del motor eléctrico de inducción. Datos para determinar la potencia eléctrica necesaria en el compresor: temperaturas de condensación y de vaporización, rendimiento isentrópico, entalpías del ciclo de refrigeración, flujo de agua para carga térmica máxima, y el factor de diversidad de la carga térmica. Datos para determinar las soluciones factibles: valores mínimos y máximos de velocidad; de presión; y caudal del agua, que definen la factibilidad de una propuesta de ocupación. La Figura 2.2 resume el análisis externo y evidencia el carácter de las variables descritas, así como la interrelación entre los componentes que describen el proceso. Se resalta el papel del variador de velocidad en el suministro de la energía necesaria para el sistema de bombeo a partir del resultado de la presión de envío requerida por el sistema. Estas condiciones la impone la red hidráulica, consecuencia de la Ocupación (variable de decisión) que se seleccione. Figura 2.2. Diagrama de bloques para la descripción del proceso a través del Análisis Externo. 2.2 Análisis interno de la operación de los sistemas de climatización centralizados todo-agua con circuitos secundarios de agua fría a flujo variable 44 �CAPÍTULO 2 Se propone un procedimiento para calcular el Indicador de Eficiencia en función de las entradas. 2.2.1 Formulación del sistema de ingeniería del objeto de estudio La modelación matemática para la simulación simultánea del edificio, el sistema secundario y el sistema primario se inició desde hace varios años [143-146], y aunque ya están disponibles programas como el ESP- r [147-149] que simulan simultáneamente el edificio y los sistemas de Climatización, Ventilación y Aire Acondicionado (CVAA), aún no se aplica este enfoque. 2.2.1.1 Función objetivo e indicador de eficiencia Al tener en cuenta los parámetros que intervienen en el indicador de eficiencia, potencia eléctrica para el trabajo de compresión más la potencia eléctrica para el bombeo, la función objetivo se presenta mediante el siguiente desglose de las expresiones matemáticas que la componen. M T = g1 ( X e , X cl , X CSAF ) (2.6) M C = g 2 ( X cl , Rn , Tev , Tcd , X SCCAH ) (2.7) M H = g3 ( X e , X CSAF ) (2.8) CT ( d ) = g 4 ( HDO( c ) , Tamb( d ) , h( d ) , d ( a ) , M T ) (2.9) CC ( d ) = g5 (CT max ( a ) , Q( d ) , Te( d ) , Tr( d ) , M C ) (2.10) CH = g 6 ( HDO( c ) , H ( d ) , Q( d ) , M H ) (2.11) Peb = g 7 (CT ( d ) , CH ( d ) ) (2.12) Pec = g8 ( CT ( d ) , CH ( d ) , CC ( d ) ) (2.13) P = Pec + Peb t (2.14) Z = min ( Pt ) (2.15) Donde: MT - modelo térmico del edificio. MC - modelo del trabajo de compresión. MH - modelo hidráulico. 45 �CAPÍTULO 2 CT - expresiones para determinar las magnitudes que caracterizan carga térmica de enfriamiento. CC - expresiones para determinar las magnitudes que caracterizan el trabajo de compresión. CH - expresiones para determinar las magnitudes que caracterizan la carga hidráulica del sistema. Peb - potencia eléctrica requerida para el bombeo en el CSAF; kW. Pec - potencia eléctrica requerida para realizar trabajo de compresión; kW. Pt – función objetivo: sumatoria de las potencias Peb y Pec, kW. Z - Indicador de eficiencia: valor mínimo de la función objetivo; kW. g1, g2, g3 - intensidades de las relaciones de las variables de coordinación con MT, MC y MH. g4, g5, g6 - intensidades de las relaciones de los datos de entrada, las variables de coordinación, intermedias y de decisión del sistema con CT, CC y CH. Xe - variables que caracterizan el edificio y que definen la estructura de los modelos MT y MH. Xcl - variables que caracterizan el clima y que definen la estructura de los modelos MT y MC. XSCCAH - variables que caracterizan la estructura y parámetros generales del SCCAH. XCSAF - variables que caracterizan la estructura y parámetros generales del CSAF. Rn - tipo de refrigerante que utiliza el equipo enfriador. Tev - temperatura de entrada del refrigerante en el evaporador; K. Tcd - temperatura de entrada del refrigerante al condensador; K. Tamb - temperatura ambiente; K. h - hora del día. d - día del año. CTmax - carga térmica de enfriamiento máxima; kW. Te = t8 - temperatura de envío del agua fría hacia el edificio; K. Tr - temperatura de retorno del agua fría desde el edificio; K. H - altura de carga de sistema hidráulico; m. Q - caudal a la salida de la bomba; m3/s. (a) - 1,…,365 (c) - 1,…, MVCR; adimensional. (d) - 1,…,24 46 �CAPÍTULO 2 Las relaciones entre las expresiones matemáticas que integran la función objetivo se presentan en la Figura 2.3. En ella se destacan dos elementos: la dependencia de la potencia de la bomba con respecto a los resultados de los modelos térmicos e hidráulicos, así como la dependencia de la potencia del compresor con respecto a los modelos térmicos, hidráulicos y de compresión. Figura 2.3. Secuencia e iteraciones de las expresiones que permiten definir la función objetivo. El Indicador de Eficiencia (IE), se determina al minimizar el valor de Pt para cada variante de red hidráulica y régimen de operación del compresor como consecuencia de la ocupación factible seleccionada donde: Z = min( Pt ) (2.16) Del criterio anterior se infiere la necesidad de definir todas las ocupaciones de los locales con compromisos aceptables respecto al IE. Obtenidas las mejores soluciones, quedan definidos los valores de las variables de decisión que garantizan cada resultado particular. Se decide entonces cual variante satisface los criterios de preferencia asegurando un régimen racional de consumo. 2.2.2 Modelación matemática de la carga térmica de enfriamiento Los pasos para la modelación y el cálculo de las cargas térmica son los siguientes: 1. Captura y sistematización de datos climatológicos de la región. 2. Selección de la zona que será objeto de evaluación del comportamiento térmico. 3. Captura y análisis de la información del edificio y exploración de condiciones ambientales. 4. Determinación (mediante un simulador) de la carga térmica de enfriamiento para cada habitación en un año promedio. Estos resultados, que consideran las características de 47 �CAPÍTULO 2 ocupación horaria, establecen para cada habitación relaciones funcionales entre la carga térmica y las variables temporales día y hora, pero no se relaciona explícitamente la temperatura ambiente con el valor de carga térmica. 5. Modelación de la carga térmica de enfriamiento de cada habitación en función del día del año, la hora del día y la temperatura ambiente, mediante un modelo RNA obtenido a partir de: los resultados de la simulación del punto 4, las temperaturas ambiente del año y la hora del día en que se realizaron las mediciones. 6. Integración de modelos de carga térmica de enfriamiento a la modelación hidráulica. Cada proyecto de climatización debería realizar un estudio de las condiciones climatológicas para un año característico del lugar donde se va a situar la edificación. Lo que aún se hace es tomar los datos de las condiciones de diseño existentes en la literatura, lo cual implica referirse a las condiciones de temperatura ambiente y humedad relativa para el día más caliente del año y las condiciones predominantes del viento [27, 66, 92, 150]. Informaciones necesarias para la evaluación energética de las edificaciones resultan las coordenadas polares de la localidad, las cuales aseguran datos climatológicos más precisos contribuyendo además a la mejor definición de los parámetros solares. Los parámetros solares definen las ganancias de calor principales a través de las estructuras y facilitan las decisiones al seleccionar los materiales y estrategias constructivas para una adecuada bioclimática. En la selección de la zona pueden estar incluidas las distintas formas constructivas. Las formas constructivas típicas de los hoteles cubanos son bungalows, edificios y su combinación. Esto implica que la red hidráulica, puede presentarse con distintas topologías. La tendencia actual es utilizar materiales que disminuyan los gastos de inversión pero que tengan propiedades acordes con los requerimientos energéticos. Los datos del edificio pueden obtenerse mediante el análisis del expediente de la obra (revisión de los planos y documentos) o mediciones en el terreno. Los pasos 1, 2 y 3 hasta ahora descriptos permiten conformar un conjunto de datos de gran importancia para la determinación de la carga térmica de enfriamiento para un año promedio. 48 �CAPÍTULO 2 En el Anexo 6 aparecen las informaciones generales de las herramientas con que cuenta el simulador térmico de edificios de la UABC [65] y otros datos relevantes. La metodología empleada se utiliza hasta el proceso que integra las cargas de enfriamiento de los niveles analizados y la demanda total del edificio. Para obtener los resultados de las cargas térmica interactúan las diferentes hojas de cálculo sustentadas en la metodología ASHRAE. La formalización de la carga de enfriamiento de cada habitación se realiza a través del empleo de las RNA. Esto permite predecir comportamientos, sistematizando las particularidades térmicas del edificio partiendo de las variables climatológicas más incidentes [19, 25, 70, 71]. Se obtiene para cada habitación i=1,…,n una tabla de valores (dj; hj; CTEij) donde j=1,…,8760 (ya que d=1,…,365 y h=1,…,24). En este caso d son los días del año base, h las horas del día y CTE la carga térmica de enfriamiento. El simulador calcula cada CTEij teniendo en cuenta los parámetros de la habitación i y la climatología del día dj y de la hora hj. Es obvio que para otros años varíen en alguna medida las mediciones climatológicas, por lo cual se necesita un modelo formal y explícito que permita calcular la CTE para cada habitación i en función del día, la hora y la climatología. La temperatura ambiente es pronosticada por el Instituto de Meteorología, lo cual la convierte en un instrumento útil para pronosticar la CTE de cada habitación en los próximos días. Para ello se hace necesario obtener para cada habitación una expresión de la forma CTE = y (d, h, tamb). Esta función (y) se propone como un modelo basado en RNA. Para identificar los modelos se realizaron los pasos siguientes: adquisición y procesamiento de datos, diseño de la red neuronal, implementación de la red, simulación y validación [151]. Teniendo en cuenta los elementos del aprendizaje automático [152], se elaboró una aplicación en el software Matlab R2008b [153] que realiza las operaciones para obtener los modelos (ver RNA24hFinal, Anexo 7). Las estructuras de las RNA se obtienen de un proceso complejo de aprendizaje que incluye: la selección de diferentes porcentajes de los datos mediante un cambio progresivo del tamaño de la muestra, el cambio de las funciones de transferencia de las capas de neurona inicial e intermedia, el cambio de la función de aprendizaje, y el incremento progresivo 49 �CAPÍTULO 2 de la cantidad de neuronas en la capa intermedia. Todos estos pasos se repiten para cada modelo a obtener, según la cantidad de habitaciones que participen en el análisis y la cantidad de entrenamientos que se decida utilizar, inicializándose siempre los pesos para cada variante. Al terminar la aplicación se han realizado: todos los entrenamientos, simulaciones, cálculo de los errores de los modelos y los cálculos de los coeficientes de correlación (R) entre los datos reales y los predichos por la RNA. La selección del mejor modelo se basa en agrupar en un criterio a R y la cantidad de neuronas en la capa intermedia. El mejor modelo será el de mayor R y menor cantidad de neuronas en la capa intermedia. La expresión general puede expresarse como [153]: Y f 3 ( LW3,2 f 2 ( LW2,1 f 1 ( IW1,1 p + b1 ) + b 2 ) + b3 (2.17) Donde: Y - salida de la RNA. f 1 , f 2 , f 3 - funciones de transferencia de las diferentes capas de neuronas. IW1,1 , LW2,1 , LW3.2 - pesos de las diferentes capas de neuronas. b1 , b 2 , b 3 - polarizaciones de las diferentes capas de neuronas. Una vez conocidas las cargas térmicas de enfriamiento parciales para el año base, la forma más adecuada de insertar estos datos a la modelación hidráulica es comprobar que el caudal de agua que circule por cada unidad terminal esté en correspondencia con la cantidad de calor a extraer. 2.2.3 Modelación matemática de la red hidráulica para el cálculo de la potencia de bombeo La modelación hidráulica facilita la determinación de la presión mínima que requiere el sistema y el caudal correspondiente para cumplir con los requisitos de las unidades terminales. Uno de los procesos que garantiza físicamente estos caudales es el equilibrado de la red hidráulica. La modelación permite verificar si se cumplen los requisitos del sistema sin la necesidad de repetidos experimentos invasivos, los cuales son muy difíciles y costosos de realizar en la práctica. A continuación se exponen los pasos de la modelación hidráulica de los CSAF: 1. Caracterización del agua mediante sus propiedades físicas adaptadas al proceso. 2. Obtener los datos de la red de distribución y sistematizar su configuración. 3. Modelación matemática de la bomba. 50 �CAPÍTULO 2 4. Modelación matemática de las pérdidas de las unidades terminales de cada local. 5. Sistematización de las características de los componentes para el equilibrado hidráulico. 6. Trazado espacial de la red de distribución y sus componentes. 7. Asignación de los caudales necesarios a cada unidad terminal para extraer el calor. 8. Obtener el modelo matemático de la red hidráulica que responda favorablemente a los cambios operacionales posibles del CSAF, definiendo los valores de caudal y presión para el cálculo de la potencia eléctrica requerida por la bomba. Los SCCAH envían el agua del evaporador hacia la succión de las bombas del CSAF, a la temperatura prefijada en la consigna de la enfriadora. El valor sugerido por los fabricantes y las firmas especializadas es de 7 ± 0,3 oC [45, 46, 139]. No obstante, la configuración general de los sistemas en los que se emplean los CSAF a flujo variable, poseen un colector común en el que confluye el agua que no se envía a las unidades terminales debido a las cargas parciales y el agua que retorna del intercambio térmico del edificio. La Figura 1 del Anexo 8 permite comprender esta configuración, y la Tabla 1 las propiedades termo-físicas del agua. La configuración de la red hidráulica para un CSAF a flujo variable está caracterizada por ser una red mallada, con sistema de tuberías de retorno directo (ver Figura 2, Anexo 2). La tendencia actual es utilizar tuberías de PVC garantizando menores pérdidas de carga. Por su parte el accionamiento electromecánico está compuesto por el convertidor eléctrico, motor y transmisión mecánica acoplada a la máquina receptora [154]. En los CSAF estos elementos se traducen en: variador de velocidad, motor asincrónico de inducción, y un acoplamiento directo con una bomba centrífuga. La carga está constituida por una compleja red hidráulica, con tuberías, accesorios, válvulas para el equilibrado y unidades terminales. En el caso del motor, recibe la potencia eléctrica modulada en tensión y frecuencia por un VV, entregando a su vez una potencia mecánica de rotación a la bomba centrífuga. El procedimiento determina la potencia eléctrica necesaria en el bombeo para cada variante de ocupación, consecuencia de evaluar en la expresión 2.18 [83-85], el caudal total y la altura requerida por el 51 �CAPÍTULO 2 sistema hidráulico para garantizar el confort en cada variante de ocupación. Peb = ρ gHQ ; kW 1000ηbη m (2.18) En la expresión anterior: ρ es la densidad del agua (kg/m3); g aceleración de la gravedad (m/s2); H es la altura de carga requerida en el CSAF (m), Q el caudal de agua requerido en el CSAF (m3/s); ηb y ηm los rendimientos de la bomba y del motor respectivamente (adimensional). Ahora, mediante las leyes de proporcionalidad se puede determinar la velocidad de rotación requerida en la bomba centrífuga. Los fabricantes de unidades terminales brindan en sus catálogos la relación entre el flujo de agua y las pérdidas de carga entre otras características (ver Anexo 3). La modelación de la red hidráulica se realiza a partir de los caudales que requieren las unidades terminales utilizadas. Cada componente que interviene en el equilibrado hidráulico (válvulas de: equilibrado, control, compensación y controladoras de presión) realiza funciones específicas de acuerdo con su posición en la red. La propiedad más importante de estas válvulas es la capacidad de variar la pérdida de carga para lograr los caudales y presiones necesarias. Las válvulas más utilizadas son las de equilibrado y se caracterizan por una expresión que relaciona el coeficiente de variación de flujo Kv, el caudal (Qve) en l/h y las pérdidas de carga (∆p) en kPa [87]. Kv = 0, 01 ⋅ Qve ∆p (2.19) En las Figuras 3, 4 y 5 del Anexo 4 se aprecian los resultados de los modelos que se obtuvieron para los tres tipos de válvulas de equilibrado del caso de estudio, los cuales relacionan el Kv con el número de vueltas. Con Kv, se determina las pérdidas de carga para un determinado caudal. En esta investigación, para el cálculo hidráulico se seleccionó el Método del Gradiente en base a sus bondades algorítmicas y asumiendo: la correcta utilización de las dimensiones de la red vistas a través de sus tramos, las alturas de los nodos, el correcto ensamblaje de las matrices que definen la topología de la red, la utilización precisa del modelo de la bomba y considerando, además, que en el nodo de retorno (donde concluye la red y coincide con la posición donde se 52 �CAPÍTULO 2 encuentra la válvula de compensación) se tiene un caudal equivalente a la suma de los caudales necesarios en cada unidad terminal en uso. Nótese que el caudal que circule por el CSAF, también constituye información básica para el cálculo de parámetros del trabajo por compresión junto con la información de la carga térmica. El flujo de agua necesario en las unidades terminales, ya sea para cargas máximas o parciales, se puede calcular utilizando la expresión del calor [61, 62, 155], pero no debe olvidarse que estos flujos también dependen de la topología de la red hidráulica. La circulación del caudal está relacionada con la energía que el accionamiento electromecánico de la bomba le entregue al fluido. Para controlar este accionamiento, al VV se le asigna un valor de consigna de la presión a mantener en cierta zona del CSAF, que inicialmente corresponde al valor sugerido durante el diseño (en función de los flujos esperados en cada habitación del hotel), y este valor de consigna puede ser ajustado en cualquier momento. El valor de la presión se garantiza con el correspondiente valor de la velocidad del accionamiento y el proceso de ajuste se realiza mediante un algoritmo de control PI incorporado [42, 97]. A partir de las variables y las interrelaciones que se establecen en el algoritmo de la Figura 2.4, se puede encontrar para una ocupación dada, la velocidad mínima de la bomba que garantice que los caudales sean suficientes para que el CSAF funcione adecuadamente. Conocidos para la bomba: Vn (velocidad de rotación nominal); Qn (caudal nominal); y Hn (altura de carga nominal). Sean, además, las variables: Vi (velocidad de rotación mínima; Vi0 es la velocidad de rotación mínima inicial que en este caso se toma positivo y se corresponde con la menor potencia permisible en el motor para evitar su saturación); Va (velocidad de rotación máxima; Va0 es la velocidad de rotación máxima inicial que en este caso se toma igual a Vn); e (condición de parada del algoritmo, positiva y cercana a cero); Qa y Qi (valores mínimos de los caudales calculados respectivamente para Va y Vi); Ha y Hi (valores mínimos de las presiones calculadas respectivamente para Va y Vi); δQ (cota para el módulo de la diferencia máxima entre los caudales requeridos y calculados en las unidades terminales); QUTE (caudal requerido en una 53 �CAPÍTULO 2 unidad terminal); y QUTR (caudal real en una unidad terminal). Además se considera la ecuación que relaciona caudal y presión de la bomba H = -A·Q2 + C donde sus coeficientes A y C son funciones de la velocidad de rotación de la bomba. También se tienen restricciones especiales con respecto a la presión mínima en las unidades terminales y en el nodo crítico (donde el fluido vence la altura geométrica máxima en su retorno). Figura 2.4. Algoritmo para determinar la velocidad de operación de la bomba del CSAF. Puesto que, para cada ocupación particular del hotel, el sistema hidráulico adquiere una determinada topología, una tendencia actual consiste en calcular en cada caso un nuevo valor de consigna de la presión. Entonces resulta esencial encontrar para cada ocupación una velocidad tal, que garantizando los flujos necesarios para cada ocupación, se minimice la potencia eléctrica. Al minimizar la velocidad, también se minimiza el consumo energético por bombeo. 2.2.4 Modelación matemática para el cálculo de la potencia eléctrica del trabajo de compresión en la unidad enfriadora 54 �CAPÍTULO 2 La pretensión de esta modelación es evaluar en el ciclo de refrigeración de una etapa, los efectos en los requerimientos de potencia eléctrica que representan las diferentes combinaciones de ocupación de los locales. A pesar de existir expresiones determinísticas para el cálculo de trabajo de compresión, estas no tienen como finalidad predecir el desempeño real de los compresores, sino mostrar las relaciones entre las variables importantes [47, 62]. Por otra parte, los fabricantes proporcionan los datos de funcionamiento de los equipos de refrigeración en forma de gráficos o tablas que recogen la capacidad y la potencia en correspondencia con las temperaturas de evaporización y condensación (ver figura 1, Anexo 9). Como los gráficos de potencia no siempre están disponibles y el ciclo teórico puede modificarse para que se parezca bastante a los sistemas reales [47, 62], entonces se plantean los pasos siguientes que permiten determinar la potencia del compresor para un ciclo de refrigeración de una etapa insertado en un SCCAH: 1. Determinación de las entalpías del gas refrigerante en el ciclo de compresión. La temperatura de condensación debe ser de 5 a 12 oC superior a la del fluido que absorbe el calor que entrega el refrigerante en el condensador. Para los condensadores enfriadores por agua se elige de 5 a 6 oC y para los enfriados por aire de 8 a 12 oC [92]. La temperatura del medio de enfriamiento utilizado en la presente investigación corresponde a la temperatura ambiente para las condiciones climatológicas de la localidad, y la temperatura de condensación 8 oC superior a la temperatura ambiente. La temperatura de evaporización se elige en aproximadamente 5 oC inferior a la temperatura de salida de agua de la enfriadora. A partir de las temperaturas de condensación y de evaporización y con la ayuda del diagrama de presión-entalpía del gas refrigerante (ver Figura 2, Anexo 9) o mediante tablas, se buscan las presiones de trabajo y las entalpías del ciclo que se presentan en la Figura 2.5. h6 - entalpía de vapor saturado a la entrada del compresor; kJ/kg. h2 - entalpía teórica del vapor sobrecalentado a la salida del compresor; kJ/kg. h5 - entalpía del líquido saturado; kJ/kg. h4 - entalpía de la mezcla saturada a la entrada del evaporador; kJ/kg. 55 �CAPÍTULO 2 Figura 2.5. Esquema funcional simplificado de un SCCAH. 2. Determinación del trabajo isentrópico. WRe al= h2 ´−h6 = h2 ´ (2.20) ( h2 − h6 ) + h ηs 6 (2.21) En estas expresiones: WReal es el trabajo real de compresión (kJ/kg), h2′ la entalpía real del gas refrigerante a la descarga del compresor (kJ/kg) y ηs el rendimiento isentrópico (adimensional). 3. Determinación del flujo másico necesario del refrigerante. N= mR ⋅ Wreal C mR = (2.22) mCPAF ( h7 − h8 ) ( h6 − h5 ) (2.23) QR ⋅ θ ( h7 − h8 ) (2.24) mCPAF = Donde: Nc = Pec - potencia eléctrica requerida por el compresor; kW. QR - carga térmica máxima a extraer del edificio; kW. mR - flujo másico de refrigerante; kg/s. mCPAF - flujo másico del agua por el evaporador (constante); kg/s. 56 �CAPÍTULO 2 h5 - entalpía del refrigerante (R22) a la entrada del evaporador; kJ/kg. h7, h8 - entalpía del agua a la entrada y salida del evaporador respectivamente (kJ/kg). En este caso h8 depende de la temperatura de salida del agua en la enfriadora. θ - factor de diversidad; adimensional. La determinación del flujo de agua al evaporador, se realiza en función de la carga térmica de enfriamiento máxima a vencer para todos las habitaciones ocupadas, afectada por el factor de diversidad, que en la literatura consultada [21] se toma como 0,85. 4. Balance de masa y energía en el punto de mezcla en el colector del SCCAH. En la Figura 2.6 el punto de mezcla en un SCCAH es donde confluyen el agua de retorno del CSAF y el flujo de agua que se bifurca en el colector común, debido a las cargas parciales. Figura 2.6. SCCAH simplificado: balance de masa y energía en el punto de mezcla. La cantidad de estos dos fluidos y su temperatura determinan la temperatura del agua de entrada al evaporador. De esta temperatura depende la entalpía h7 y para determinar su valor, se hace necesario realizar un balance de masa y energía en el punto de mezcla A partir del análisis de la Figura 2.6 se obtiene la siguiente expresión de balance. mr Cptr + mc Cptc = mCPAF Cpt7 (2.25) Donde: mr - flujo másico de agua que retorna en correspondencia con la carga parcial; kg/s. mc - flujo másico del agua a través del colector común; kg/s. tr - temperatura de retorno del agua; K. 57 �CAPÍTULO 2 tc - temperatura del agua a través del colector, se considera igual a la temperatura del agua a la salida de la enfriadora; K. t7 - temperatura de entrada del agua al evaporador; K. Cp - calor específico del agua (kJ/kg.K). Como mc = mCPAF - mr al sustituir mc en (2.26) se tiene que: mr ⋅ Cptr + (mCPAF − mr ) ⋅ Cptc= mCPAF ⋅ Cpt7 (2.26) Para determinar el valor de tr es necesario determinar mr a partir de las respuestas de la modelación hidráulica. En correspondencia, tr se determinará por el valor medio ponderado de todas las temperaturas de salida de cada unidad terminal en funcionamiento. 5. Determinación de la temperatura y la entalpía del agua en la entrada del evaporador. Al considerar el valor de Cp constante debido a la pequeña variación en el intervalo de temperaturas que se manifiestan en el proceso, se tiene que la temperatura del agua en la entrada de la enfriadora se determina por: = t7 mr mr ⋅ t r + tc − ⋅ tc mCPAF mCPAF (2.27) 6. A partir del valor de t7 se puede determinar la entalpía del agua (h7) en estas condiciones. Teniendo en cuenta las diferentes consideraciones y expresiones anteriores, la potencia eléctrica requerida para el trabajo de compresión se determina mediante la expresión 2.28. = Pec mCPAF (h7 − h8 ) ' ⋅ h2 − h6 ; kW (h6 − h5 ) (2.28) Si se toman temperaturas de salidas diferentes a las requeridas por las cargas térmicas parciales de las habitaciones ocupadas, entonces: o se incumplen los parámetros de confort, o se incrementa innecesariamente la demanda de potencia eléctrica; generalmente el problema tecnológico más común es: encontrar la temperatura de salida que mantenga el confort con el menor gasto de energía. Es práctica usual que el control de la temperatura de salida del agua de la enfriadora se realice bajo criterios incorporados por los fabricantes; las variantes más comunes 58 �CAPÍTULO 2 toman como referencia la temperatura de salida o la temperatura de entrada. La ASHRAE reconoce la existencia de 18 modelos entre estadísticos y dinámicos, que en algunos casos sugieren el cambio de la temperatura de envío, los cuales emplean desde métodos estadísticos hasta la inteligencia artificial para su solución [156]. Sin embargo, el uso de la ocupación como variable no ha sido abordado de forma exhaustiva, máxime por su significado en los actuales SCCAH a flujo variable. El incremento de la temperatura de salida del agua de la enfriadora incrementa su eficiencia. En los sistemas a flujo constante, resulta una regla básica mantener esta temperatura tan alta como sea posible. Sin embargo, en los sistemas a flujo variable, no siempre es el método más eficiente de operación. La razón está dada en que el incremento de la temperatura del agua, requiere de más agua y energía eléctrica para satisfacer la carga de enfriamiento [67]. Para las condiciones de operación de los SCCAH en Cuba, Monteagudo en el 2005 propuso una vía para elevar la temperatura de salida del agua de la enfriadora considerando las variables climatológicas, demostrando que para similares ocupaciones esta variable puede asumir valores energéticamente racionales [37]. Por otra parte, Montelier en el 2008 de forma similar y partiendo de un modelo de consumo de energía eléctrica de la enfriadora optimiza mediante algoritmo genético esta temperatura de salida [19]. El nuevo enfoque que aquí se presenta sugiere la integración de los componentes térmicos e hidráulicos de los CSAF y permite proponer valores adecuados de temperatura de envío atendiendo a los valores de la principal variable considerada en esta investigación: la ocupación. Los sistemas de enfriamiento de las habitaciones son todos semejantes y la eficacia de su funcionamiento depende del flujo constante de agua que le llega con cierta temperatura t8 (temperatura de salida del enfriador), que para la carga térmica de enfriamiento de la habitación facilita llevar la temperatura en esta hasta el valor de confort. Basado en las consideraciones que se tuvieron en cuenta durante la modelación térmica de las habitaciones, puede asumirse que mantener el confort en las habitaciones ocupadas es 59 �CAPÍTULO 2 equivalente a mantener un valor constante de la temperatura de la habitación (24 oC). Durante el diseño del CSAF se fijan los valores nominales de t8 y de tr como valores estándares que, debido a la variabilidad de las cargas térmicas, conducen a situaciones de uso irracional de la energía en el enfriador o a situaciones de falta de confort en las habitaciones. Siendo variable (en cada habitación y en el tiempo) la carga térmica de enfriamiento, entonces en esta modelación, pueden considerarse variables o constantes, la temperatura de salida de la enfriadora t8 (entrada a las habitaciones) y la temperatura de retorno de las habitaciones tr. A cada habitación i (unidad terminal) entra un caudal de agua a la temperatura t8 y sale a una temperatura ti. La temperatura ti depende del caudal de agua que circula en la unidad terminal, de la carga térmica de la habitación (CTEi) y del calor específico del agua a estas temperaturas Cp(t). Estas magnitudes se pueden relacionar a través de la expresión del calor [155, 157, 158], ti = CTEi m= ρ QUTi i ∫ Cp (t ) dt t8 t8  ti   ∫ Cp (t )dt − ∫ Cp (t )dt   0  0 (2.29) donde mi es el flujo másico, ρ es la densidad del agua y Quti es el flujo volumétrico de agua en la unidad terminal (determinado en el cálculo hidráulico) . El valor de tr se puede calcular como:  HDO   HDO  tr =  ∑ miti  /  ∑ mi   i =1   i =1  (2.30) Entonces el valor de t7 se puede calcular mediante la expresión 2.27. Debido a que la temperatura de confort en las habitaciones es de 24 oC y ésta se alcanza cuando ti sea constante e igual a 12 oC, entonces de lo que se trata es de encontrar un valor racional de t8 para cada ocupación tal que se garantice que los valores de todos los ti estén cercanos y por encima de 12 oC. Para encontrar el valor racional de t8 debe utilizarse la expresión: t7 CTEHDO = mHDO ∫ Cp (t )dt (2.31) t8 Donde mHDO es el flujo másico para la ocupación y CTEHDO es su carga térmica. El valor de CTEHDO puede asumirse a partir de diferentes criterios. Uno de ellos es tomarlo como 60 �CAPÍTULO 2 el valor medio de todos los valores de carga térmica en las habitaciones durante todo el tiempo que se analice, pero si es acentuada la variabilidad de estas cargas térmicas entonces algunas habitaciones pueden llegar a tener temperaturas significativamente diferentes a las de confort. La variante que se propone es tomar a CTEHDO como la suma de este promedio más tres veces la desviación estándar correspondiente; en esta variante el consumo de energía en la enfriadora toma valores medios racionales y al mismo tiempo es de un 99 % la probabilidad de que el CTE de cualquier habitación esté por debajo. Otra posible solución es tomar CTEHDO como el valor máximo de las cargas térmicas de manera que t8 será la menor de todas las que se necesitan. En este caso algunas habitaciones llegarán a tener temperaturas menores a las de confort (cuestión que puede regularse con el control de la habitación) y no se controla el consumo de energía en la enfriadora. 2.2.5 Algoritmo resumen para el cálculo de la función objetivo Una vez descritos los elementos del análisis externo y el análisis interno de la tarea de ingeniería, y específicamente los elementos de la modelación matemática, se llega a la definición en detalles de la función objetivo, la cual resulta de la suma de las expresiones 2.18 y 2.28 Pt = m (h − h ) ρ gHQ + CPAF 7 8 ⋅ (h '2 − h6 ) ; kW 1000ηbη m (h6 − h5 ) (2.32) La Figura 2.7 muestra el algoritmo que integra los cálculos de las variables del sistema a la función objetivo. En la estrategia general de modelado, se determinan los caudales de agua en las unidades terminales, y a partir de los valores de las cargas térmicas de enfriamiento de cada local, determinados por los modelos en RNA, se calcula los cambios de temperatura del agua. De los resultados de la carga térmica se pueden utilizar sus diferentes variantes (valor nominal, parcial, promedio del día o máxima para el año). 61 �CAPÍTULO 2 Figura 2.7. Algoritmo para obtener los resultados de las variables de la función objetivo. Se evalúa en el modelo de la red hidráulica, el efecto de las distintas variantes de ocupación. Para cada variante analizada se define la velocidad de rotación de la bomba que garantiza los caudales en las unidades terminales con el menor requerimiento energético y el valor de presión correspondiente. En cada corrida se obtienen las informaciones de las presiones en los nodos y los caudales en los tramos mediante la vigilancia del cumplimiento de los parámetros hidráulicos en unidades terminales, válvulas de equilibrado y en el nodo crítico del CSAF. De forma paralela se determina mediante el ciclo de compresión del gas refrigerante, la potencia necesaria en el compresor que permita extraer el calor absorbido por el agua, según los pasos descritos en el epígrafe 2.2.4. En el Anexo 4 aparecen los datos específicos de los elementos de equilibrado hidráulico para el caso de estudio a emplear en la investigación; y en el Anexo 6 la descripción de la metodología y los datos considerados para establecer la línea base de la modelación térmica del edificio. 2.3 Algoritmos para la organización de los procedimientos de cálculo En esta investigación, la operación eficiente de los SCCAH se formula a partir de una estrategia de ocupación de los locales. Esta estrategia es en principio una tarea de optimización combinatoria ya que cada ocupación (de un conjunto finito de ocupaciones posibles) debe evaluarse en la función objetivo para determinar cuál de ellas la minimiza. Si no es excesiva la magnitud del total de combinaciones, entonces se aplican Algoritmos de Búsqueda Exhaustiva; 62 �CAPÍTULO 2 en caso contario deberá aplicarse otro método, eligiéndose los Algoritmos Evolutivos. Las opciones de ocupación son representadas mediante una cadena de caracteres 1 y 0 que significan la ocupación o no de la habitación. Las opciones pueden ordenarse en una lista, a cada opción le corresponde biyectivamente un número natural que representa su posición en la lista. 2.3.1 Algoritmo del procedimiento para la optimización energética de la operación de los sistemas de climatización centralizados todo-agua a flujo variable En la Figura 2.8 se muestran los componentes del modelo matemático conceptual de preparación y toma de decisiones, y se muestra una síntesis del procedimiento general de la operación eficiente de los SCCAH con CSAF a flujo variable en hoteles, cuya estrategia de ocupación tiene un fundamento general que puede considerarse de carácter combinatorio y evolutivo. Para determinar el conjunto de variantes de ocupación, se hace necesario conocer cuáles son las D habitaciones disponibles. Este conjunto constituye la base del universo combinatorio de búsqueda para aplicar la Estrategia Ocupacional bajo Criterios Energéticos y para esto debe conocerse la solicitud de ocupación HAO en la Recepción del hotel. Si la cantidad de HAO es menor que D se calcula el valor de MVCR. Si HAO = D entonces la solución es única. Figura 2.8. Procedimiento para la operación eficiente de los CSAF en SCCAH a flujo variable. 63 �CAPÍTULO 2 Por ejemplo, D = 10 y HAO = 4, se tiene que: MVCR = D! 10! = = 210 (D-HAO)! HAO! (10-4)!4! En correspondencia con el valor de MVCR y la capacidad de cómputo disponible, se selecciona el método de optimización a utilizar y éste es complementado con un proceso de toma de decisiones que puede incluir criterios no formalizables en la determinación de la mejor ocupación. Cuando la decisión de la ocupación depende solo de criterios formalizables el resultado del IE converge hacia un óptimo global, en caso contrario el óptimo es local. En la Figura 2.8 MCExh, es la máxima combinatoria exhaustiva; MCxEsc, máxima combinatoria por escalón; THEsc, total de habitaciones por escalón y VME, la máxima cantidad de escalones. La definición de estos valores, define el método de optimización a utilizar. La estrategia computacional que se elabore debe tener en cuenta la laboriosidad de la búsqueda de soluciones mediante códigos variables, por lo cual es recomendable almacenar resultados, favoreciendo la disminución del tiempo de cálculo en caso de coincidencia de variantes de ocupación. Una consecuencia positiva es que, además, se crean bases de datos y patrones de conocimiento en cuanto a la operación del sistema, que son la base de los denominados sistemas de Diagnóstico y Detección de Fallas [93, 159]. El análisis interno y el análisis externo permiten sustentar los siguientes pasos del procedimiento para la optimización de la operación de los SCCAH con CSAF a flujo variable en hoteles: 1. Determinación de las cargas térmicas de enfriamiento de la edificación para un año característico mediante simulación térmica. 2. Modelación de la carga térmica de enfriamiento de cada habitación y otros locales mediante modelos predictivos basados en RNA. 3. Modelación de la red hidráulica del CSAF mediante el método del gradiente. 4. Establecimiento de las expresiones de cálculo del trabajo de compresión a partir de la interacción entre los modelos térmicos e hidráulicos del sistema. 5. Generación de códigos variables que activen los componentes del modelo termo-hidráulico de la climatización, de acuerdo a una determinada ocupación de las habitaciones del hotel. 64 �CAPÍTULO 2 6. Realizar la optimización combinatoria mediante los algoritmos de búsqueda: exhaustivo simple, exhaustivo escalonado o algoritmo genético según la cantidad de variantes de ocupación a analizar. 7. Proceso de toma de decisiones de la ocupación bajo criterios formalizables y no formalizables sustentando la Estrategia de Ocupación bajo Criterios Energéticos. 8. Selección de la ocupación y ajuste de los valores de consigna de la presión en el CSAF y la temperatura de salida del agua del equipo enfriador. 2.3.2 Algoritmo para la generación del código binario de una variante de ocupación de habitaciones de un hotel si se conoce su número de orden Sea W una ocupación de las T habitaciones del hotel, representada por una cadena de T caracteres 0 y 1. De ellas se tienen HO ocupadas y HOP asignadas directamente a clientes (representadas todas para el análisis ocupacional por 1) y D están disponibles (representadas por 0). Las HFS habitaciones que están fuera de servicio no son incluidas en este análisis. Por ejemplo, sean T = 20, D = 10 y HAO = 4 y sin perder generalidad supóngase que W está dado por la cadena de caracteres 11100101001101000110. Considérese la sub-cadena O = W4W5W7W9W10W13W15W16W17W20 = 0000000000 y sea O1, O2,…, O210 la lista ordenada de MVCR = 210 ocupaciones posibles de las HAO = 4 habitaciones solicitadas cuando se tienen D = 10 disponibles. Cada opción de ocupación Oi puede interpretarse como un número binario (base 2) cuya equivalencia en la base numérica 10 es un número entero Bi y esto garantiza la existencia de una ordenación única de estas cadenas binarias y de las ocupaciones asociadas. En el ejemplo que se ha descrito, las posibles ocupaciones son: O1 = W4W5 W7W9 W10W13 W15W16 W17W20 = 0000001111, B1 = 15 O2 = W4W5 W7W9 W10W13 W15W16 W17W20 = 0000010111, B2 = 23 O3 = W4W5 W7W9 W10W13 W15W16 W17W20 = 0000011011, B3 = 27 O4 = W4W5 W7W9 W10W13 W15W16 W17W20 = 0000011101, B4 = 29 O5 = W4W5 W7W9 W10W13 W15W16 W17W20 = 0000011110, B5 = 30 … O210 = W4W5 W7W9 W10W13 W15W16 W17W20 = 1111000000, B210 = 960 65 �CAPÍTULO 2 Nótese que algunas de estas combinaciones tienen secuencias consecutivas de todos sus 1. Estas serán denominadas Secuencias Compactas. Entre ellas están: O1, O5 y O210. Insertando correctamente cada variante seleccionada Oi en la cadena W se tendrá establecida la nueva ocupación del hotel Wi que deberá ser evaluada desde el punto de vista energético. El algoritmo para la generación de códigos binarios que representan la ocupación obtiene eficientemente el código Oc correspondiente al número de orden c de la ocupación. En su primer paso se establece el intervalo de búsqueda con el fin de aumentar la eficiencia del procedimiento. Para ello se determina entre cuales Secuencias Compactas está la secuencia pedida; los órdenes de estas secuencias se denominarán S1 y S2. A continuación se determina si el orden de la secuencia buscada está más cerca de S1 (búsqueda ascendente) o de S2 (búsqueda descendente) y, entre los valores de B, el mejor valor de comienzo de la búsqueda en el próximo paso y a este, se le denomina h. El seudocódigo correspondiente puede verse en el Anexo 10. En el segundo paso, para h, h+1, h+2,… se determinan cuáles de las cadenas binarias correspondientes tienen como suma de sus dígitos el valor HAO y de esta forma identificamos cuáles de ellas representan la ocupación de HAO habitaciones de D disponibles. Enumerando a partir de h estas cadenas, podemos encontrar para la cadena de orden c la cadena binaria correspondiente. El seudocódigo correspondiente puede verse en el Anexo 11. 2.3.3 Optimización por el método exhaustivo simple Como puede observarse en la Figura 2.10, la esencia de este método es evaluar la función objetivo en todas las opciones y seleccionar aquella que la minimice. Una variante que enriquece el método es guardar un conjunto de las mejores soluciones factibles para seleccionar entre ellas aquella que sea la más compatible respecto a condiciones no formalizables. En este algoritmo, las variables que caracterizan la ocupación que se seleccione como óptima son: S (orden que ocupa en la lista) y Zmin como valor del IE para la ocupación de orden S. El algoritmo se inicia asumiendo que los valores por defecto son S = 0 y Zmin = ∞. Se utiliza como contador la variable i y para i = 1,2,…, MVCR se obtiene la ocupación Wi. Si esta 66 �CAPÍTULO 2 ocupación es factible, entonces es evaluada en la función objetivo obteniéndose los valores Z. Ahora se compara Z con Zmin. Cuando el primero es menor que el segundo se asume que S=i y Zmin = Z y además, la nueva solución es almacenada como población de mejores ocupaciones. Después de probar todas las opciones posibles, mediante un sistema de toma de decisiones se determina, entre las mejores soluciones almacenadas, aquella que es más compatible con los criterios formalizables y no formalizables de la explotación hotelera. Figura 2.10. Algoritmo para la optimización mediante el Método Exhaustivo Simple. 2.3.4 Optimización por el método exhaustivo escalonado Si se asume que TT es el producto de MVCR por el tiempo unitario de cómputo necesario para calcular Z para una variante de ocupación, y que TT es mayor que el tiempo disponible para tomar una decisión en la Recepción del hotel, entonces se hace necesario cambiar la estrategia de optimización. La Figura 2.11 representa el algoritmo para dar solución a esta problemática. Conocido el valor total de HAOT = HAO de habitaciones a ocupar, la variante que se propone en esta investigación consiste en aplicar varias veces el método exhaustivo simple explicado en el epígrafe 2.3.3 tomando un nuevo HAO = P < HAOT, a este valor P se le denomina paso del escalón y al método, Exhaustivo Escalonado (ver el algoritmo en la Figura 2.11). Sea E = HAOT mod P. El número de veces que será aplicado el método exhaustivo simple es: • k = HAOT div P, si E = 0; • k = (HAOT div P) +1, si E ≠ 0. En este caso en el último escalón se toma HAO=E. 67 �CAPÍTULO 2 Por ejemplo: si HAOT = 25, D = 31 y P = 7 entonces MVCR resulta 736281, E = 4 y k = 3+1= 4. Figura 2.11. Algoritmo para la optimización mediante el Método Exhaustivo Escalonado. La aplicación del método exhaustivo escalonado genera soluciones óptimas, pero en principio éstas son de menor calidad (en el sentido de la cercanía al óptimo absoluto) que las que se obtienen aplicando el método exhaustivo simple. Esto se manifiesta más en tanto disminuya P, por lo cual se recomienda que el paso sea tan grande como lo permita el valor de TT. La selección del paso también puede estar asociada a criterios numéricos y a criterios no formalizables basados en la experiencia de expertos. También debe considerarse que el escalonamiento se asocie a variantes de preselección sobre grupos de habitaciones semejantes (por ejemplo: vista al mar, piso de ubicación, cercanía dentro del sistema de climatización, etc.). 2.3.5 Optimización mediante computación evolutiva La “Computación Evolutiva” se refiere a una familia de técnicas inspiradas en la simulación del proceso de evolución natural [153, 160]. Hay varias formas de inicializar la Población y es común hacerlo aleatoriamente. Las modificaciones de la población, se hacen generalmente mediante: Selección, Mutación y Cruzamiento; los dos últimos procedimientos conducen a los 68 �CAPÍTULO 2 algoritmos genéticos. En la inicialización como en la modificación de la Población, solo se admiten los individuos aptos o factibles que son aquellos que cumplen con las restricciones del problema. Son varios los criterios de parada en los algoritmos evolutivos, sin embargo el utilizado en el algoritmo genético seleccionado en la presente investigación, se basa en que los mejores individuos no han sufrido cambios significativos en las últimas generaciones. En la Figura 2.12 aparece el algoritmo evolutivo utilizado. En esta figura, cada Oi (i=1,…, MVCR), variante de ocupación de las habitaciones disponibles en el hotel, es un individuo del universo de población. La Población consta de TPI individuos, número definido particularmente por el usuario para cada caso y que no debe ser mayor que MVCR. La selección aleatoria de individuos aptos se hace tomando una cadena de longitud HAO, donde todos sus elementos son 1. Luego se incorporan D-HAO caracteres 0 en posiciones aleatorias. Figura 2.12. Algoritmo para la optimización mediante algoritmo genético. Las mejoras de la población se han programado en dos etapas. En la primera se realizan mejoras sustituyendo el peor individuo de la población por un nuevo individuo, seleccionado aleatoriamente, apto y de mejor resultado al evaluar la función objetivo; este procedimiento se detiene cuando se realice cierto número prefijado de mejoras (ver Figura 1 del Anexo 12). La segunda etapa consiste en tomar el 40 % de los mejores individuos de la Población (Po) y se le realizan mutaciones aleatorias a cada uno de ellos. De la cadena de n caracteres que significa 69 �CAPÍTULO 2 cada individuo, se escogen aleatoriamente dos genes, si son diferentes se intercambian de posición, esto se repite k veces, donde k es inferior a la mitad de la longitud de n. Luego se realizan los cruzamientos entre dos cadenas padres S1 y S2, creándose un hijo h1 de tamaño n (ver Figura 2 del Anexo 12). Los genes iguales de los padres se heredan y los diferentes quedan vacíos; ahora son seleccionados aleatoriamente algunos de los espacios vacíos de h1, completándolos con 1 hasta completar las HAO y el resto de los espacios se completan con 0. Los “hijos” de mejores resultados, sustituyen a los peores individuos de la población. CONCLUSIONES del capítulo: 1. El procedimiento que se presenta como estrategia de modelado, integra la modelación térmica del edificio, la modelación hidráulica de la red, las expresiones para el cálculo del trabajo de compresión y la generación de las variantes de ocupación de los locales. 2. El Indicador de eficiencia Z, expresa el mejor compromiso entre los requerimientos de potencia eléctrica por bombeo y por trabajo en el compresor. La optimización del IE consiste en minimizar los requerimientos de potencia eléctrica durante la operación de los CSAF garantizando las condiciones energéticas racionales de explotación del SCCAH. 3. La modelación térmica se establece a partir modelos basados en RNA para cada local, abarcando las condiciones de un año promedio y se adapta a la variabilidad de la climatología local, definiéndose los caudales necesarios en las unidades terminales. 4. La modelación hidráulica, inserta de manera adecuada a la red a flujo variable en el SME, calculando las pérdidas de energía, los caudales y la velocidad de rotación de la bomba con el respectivo valor de presión, satisfaciendo las diferentes condiciones de ocupación. 5. La generación de variantes de HAO constituye el operador del sistema y debe ser estudiado en función del universo de soluciones del MVCR que cumplan con las exigencias del SME. De la cantidad de combinaciones dependerá el criterio de solución de la función objetivo. 6. Se hace necesario concebir un sistema computacional que permita integrar la estrategia de modelado para la operación de los SCCAH con CSAF a flujo variable, mediante lo cual se indique el valor de la variable de decisión a través de una adecuada EOCE. 70 �CAPÍTULO 3 CAPÍTULO III. IMPLEMENTACIÓN DEL PROCEDIMIENTO DE OPTIMIZACIÓN ENERGÉTICA PROPUESTO EN UN CASO DE ESTUDIO En este capítulo se presentan los resultados de la implementación del procedimiento para la optimización energética de la operación de los SCCAH con CSAF a flujo variable en climatización centralizada de hoteles. Se ha seleccionado un edificio de tres plantas para la modelación energética de manera que se puedan demostrar los algoritmos del procedimiento. Los objetivos del presente capítulo son los siguientes: - Implementar una aplicación informática que facilite los cálculos debido a la complejidad del trabajo manual con los modelos, mostrando la validación de sus algoritmos y su integración en el procedimiento general. - Desarrollar la simulación termo-hidráulica para diferentes estados operacionales del caso de estudio, mostrando los resultados del proceso de optimización y de la variable de decisión que minimiza el Indicador de Eficiencia. - Realizar una valoración técnico-económica y medioambiental del empleo de EOCE en la explotación hotelera, así como de las herramientas desarrolladas para establecer el procedimiento operacional propuesto. 3.1 Presentación del circuito secundario de agua fría del caso de estudio En el hotel Blau Costa Verde existen siete zonas, las cuales atiende el SCCAH. Se escoge la zona 6, constituida por un edificio de tres plantas con un total de 59 habitaciones. En la Figura 3.1 se aprecian: una vista parcial del edificio, una habitación típica y la sala de máquinas donde se encuentra la bomba de la zona escogida. Las características nominales de la bomba de la zona 6 son: marca STERLING de la serie SIHI 032200B con 28 m3/h de caudal y una carga de 70 m. El motor asincrónico acoplado de forma directa a la bomba es del modelo AM132 – SZA2, con una potencia nominal de 8,8 kW y 3490 rev/min. Al motor se encuentra acoplado un variador de velocidad ALTIVAR 31 [52]. 71 �CAPÍTULO 3 Figura 3.1. Imágenes representativas del CSAF de la zona 6. La red de tuberías es mallada de material PVC. En la Figura 3.2 se muestra una imagen parcial de la red hidráulica y su representación simplificada con los nueve ramales principales. Para la validación de procedimiento se escogen los ramales AC y CD con seis habitaciones cada uno. Figura 3.2. Imagen parcial y esquema simplificado de la red hidráulica. Dentro de los componentes de la red se resaltan, las unidades terminales (fan-coil) y las válvulas de equilibrio (ver Anexos 3 y 4). En la red hidráulica escogida, solo se emplean válvulas de equilibrado a la salida de los patinejos y una de compensación en el retorno de sistema. Para mayores detalles, en el Anexo 13 se presentan más informaciones tales como: la composición general del SCCAH del hotel; los planos de planta del edificio e imágenes del interior de las habitaciones; informaciones constructivas; informaciones del catálogo de la bomba y del variador de velocidad utilizado; datos de los tramos y nodos de la red hidráulica a utilizar en la validación; e imágenes de las válvulas de equilibrio y de las unidades terminales. Condiciones generales para la modelación Para realizar una modelación se deben establecer determinadas fronteras o condiciones sobre las cuales se realiza. En el caso de estudio estas condiciones se definen como: - La cantidad de habitaciones es finita y se consideran las condiciones climatológicas de la región como elemento decisivo en las características térmicas de la edificación, a partir de los datos de la estación climatológica más cercana y los parámetros solares de la localidad. 72 �CAPÍTULO 3 - Como base se toman los datos de la CTE obtenidos con el simulador térmico de edificios de la UABC, correspondientes a los valores horarios para un año promedio. - Se conocen las características técnicas de las unidades terminales (fan-coil), pero no se conocen las efectividades térmicas de la convección forzada. - El análisis individual del CSAF es factible debido a la ausencia de iteración con el CPAF, ya que se emplea un colector común entre ambos circuitos y un flujo constante en el CPAF. - Las condiciones iniciales de operación del CSAF son de presión constante y flujo variable, cumpliéndose los requerimientos del fluido en cuanto a las diferentes trayectorias en la red. - La red hidráulica es mallada, con sistema de tuberías con retorno directo y unidades terminales dispuestas verticalmente entre pisos y horizontalmente en el mismo piso (conexiones en paralelo). Las válvulas empleadas en las unidades terminales son motorizadas, de dos vías y de operación on/off. - Se considera equilibrado el sistema hidráulico y se conocen las características técnicas de las válvulas de equilibrado y de compensación. - Los cálculos del trabajo de compresión se establecen bajo la consideración de un ciclo de una etapa y como refrigerante el R22. - No se consideran significativas las ganancias de calor en las tuberías debido al bajo coeficiente de conductividad térmica del PVC y el buen estado técnico del aislamiento. - El control de temperatura de las habitaciones se realiza entorno al valor normado de 24 oC en condiciones normales de ganancias de calor sensible y latente. 3.2 Implementación de los algoritmos del procedimiento Para lograr la integración entre el análisis externo de la operación de los SCCAH con CSAF a flujo variable, el análisis interno para la modelación matemática, y la simulación del objeto de estudio se elaboró una aplicación informática. La aplicación, denominada “OcupaHotel MTH”, fue programada por miembros del CEETAM mediante el desarrollador Delphi versión 7.0 [161]. La aplicación está compuesta por tres ventanas principales que permiten, dada una ocupación y condiciones ambientales determinadas, realizar los cálculos correspondientes a: la modelación y 73 �CAPÍTULO 3 simulación hidráulica; la modelación y simulación térmica del edificio; y la determinación de las mejores variantes de ocupación, usando los métodos de optimización descritos en el capítulo 2. La aplicación permite sugerir a los explotadores de las instalaciones hoteleras una EOCE que se actualiza sistemáticamente de acuerdo con las restricciones de la operatividad. Se define en cada caso particular, la ocupación, el valor de la presión mínima de trabajo del CSAF y la temperatura más racional de salida del agua de las enfriadoras. 3.2.1 Descripción de la aplicación informática La modelación hidráulica tiene como objetivo principal el cálculo de la potencia eléctrica requerida para el bombeo (ver expresión 2.18), y sustenta sus cálculos en el Método del Gradiente. Para este modelo, la aplicación presenta cuatro ventanas fundamentales con las cuales se logra: la identificación de los nodos y tramos; la elaboración de la matriz de conectividad de los nodos, definiéndose la topología de la red; la introducción de los datos de los tramos y nodos (incluye las pérdidas locales de las unidades terminales, las válvulas de equilibrio, la presión en los nodos conocidos, y el caudal de suministro); y la obtención de la presión del sistema a partir de la solución del algoritmo para determinar la velocidad de rotación mínima de la bomba que se presenta en el epígrafe 2.2.3. Para lograr operatividad, es posible actualizar en cualquier momento los datos de todas las tablas que contienen información de la red. Es necesario definir también: el paso para la búsqueda de la velocidad de rotación de la bomba a partir de las velocidades mínima (valor que asegura la potencia mínima requerida en la bomba y que evita la saturación en el motor) y máxima iniciales; la cota del error para el cumplimiento de la presión en el nodo del punto crítico y en los nodos de las unidades terminal en comparación con el menor valor positivo posible; la cota de error para el cumplimiento de los caudales en los tramos; la viscosidad cinemática (según la temperatura promedio del agua); y el tamaño de la rugosidad de las tuberías. Para identificar los tramos en los que se desean determinados caudales, en correspondencia con los requerimientos térmicos (especialmente en las unidades terminales), se marcan con el 74 �CAPÍTULO 3 identificador X para que el programa identifique estas referencias. Se obtienen los coeficientes de la ecuación de la bomba a partir de la introducción de los datos nominales u otros datos en correspondencia con una respuesta de la red. Adicionalmente se pueden cargar informaciones de otras redes hidráulicas predeterminadas, así como el gráfico de la curva de la bomba. En la Figura 1 del Anexo 14 se aprecia la ventana principal de modelación hidráulica descrita. La modelación térmica tiene como objetivo principal el cálculo de la potencia eléctrica requerida para el trabajo de compresión (ver expresión 2.28). Esta modelación facilita diferentes análisis relacionados con las individualidades de las cargas térmicas de las habitaciones, la obtención de las respuestas térmicas de todo el edificio para una determinada ocupación y condiciones ambientales. Entre otras opciones, se puede determinar cuál es la temperatura de salida del agua de la enfriadora de modo que el sistema funcione más racionalmente. A partir de la selección de una hora y un día del año se obtiene desde una base de datos el valor de temperatura ambiente correspondiente, pero estos datos pueden ser incorporados desde fuentes predictivas como el Departamento de Pronósticos del Instituto de Meteorología o pueden ser el resultado de una medición directa. Estos datos son utilizados para determinar la carga térmica de enfriamiento a partir del modelo basado en RNA de la habitación seleccionada. Para el cálculo de la temperatura de salida del agua de la unidad terminal pueden considerarse: los valores promedios de la simulación térmica, los valores máximos, o el resultado de la carga térmica según el modelo RNA. Conociendo la base de datos de la temperatura ambiente, es posible determinar las cargas térmicas para un año cualquiera, así como las temperaturas de salida del agua esperada en las unidades terminales, considerando los cambios en el Cp (2.29) y los caudales de agua según las condiciones particulares de la red hidráulica en función de la ocupación. Se puede determinar los flujos de agua específicos para cada situación particular de la CTE en caso que se empleen válvulas de control de acción modulante en las unidades terminales. En esta ventana de la aplicación, también se puede determinar la potencia eléctrica que requiere 75 �CAPÍTULO 3 el SCCAH (función objetivo) considerando las variantes: solo la parte térmica del sistema; solo la parte hidráulica; ambas. Este cálculo puede hacerse considerando el valor racional de la temperatura de salida del agua de la enfriadora previamente calculado. Es posible considerar: los caudales que se obtienen de la modelación hidráulica para el cálculo térmico; un porcentaje específico de incumplimiento admisible de los caudales en las unidades terminales; y la activación de la función de penalización de las presiones y velocidades. En la Figura 2 del Anexo 14 se puede apreciar la ventana de la modelación térmica con sus diferentes prestaciones. Desde la ventana para la optimización combinatoria (ver Figura 3, Anexo 14) se introducen los datos de las habitaciones (habitación habitable, si está ocupada o no, la carga térmica base para el cálculo y el grupo de clasificación habitacional), que permite el cálculo del MVCR a valorar para que el sistema tome la decisión del método de optimización a utilizar. Con las opciones de esta ventana es posible seleccionar la cantidad de habitaciones a ocupar, calculándose el total de combinaciones posibles bajo esta restricción. También se puede solicitar para un determinado número de orden, la combinación en números binarios y el equivalente en la base numérica 10. En función de: el MVCR; la máxima combinatoria exhaustiva; y la máxima combinatoria por escalón definidas por el usuario, se refleja el método de optimización que se empleará. Se puede evaluar la función objetivo para una combinación particular con la facilidad de representar el resultado, así como el tiempo de evaluación computacional. Al realizar una búsqueda exhaustiva simple se pueden grabar los resultados y también usarlos en otras corridas. Para la optimización exhaustiva escalonada, previamente debe seleccionarse un estilo de selección de los tres posibles: todos los datos, por grupos o los k elementos que demandan menor potencia bajo determinados criterios. Cuando se escoge la variante por grupos es necesario definir los grupos en los cuales se buscarán las soluciones (estos grupos pueden ser, por patinejos, por pisos, por las habitaciones con vista al mar, etc.). Otro elemento esencial es definir la cantidad de habitaciones por escalón, así como el valor máximo de escalones. Por último, para la optimización con algoritmo genético es necesario: incorporar el tamaño de la 76 �CAPÍTULO 3 población inicial, la cantidad de mejoras aleatorias y el porcentaje de la población que será objeto de mutaciones y cruzamientos. 3.3 Validación de los principales algoritmos del procedimiento En este epígrafe se presenta la validación de los principales algoritmos del procedimiento, para algunos de ellos se emplean informaciones correspondientes al caso de estudio. 3.3.1 Modelo para obtener el código binario de la ocupación Para obtener el código binario de la ocupación a evaluar en la función objetivo y que permite activar las estructuras físicas que definen los parámetros del modelo energético, en primer lugar se inicializa la búsqueda, acotando su resultado con el fin de aumentar su eficiencia (ver epígrafe 2.3.2 y Anexo 10). Luego se encuentra la cadena binaria correspondiente a la ocupación de orden c que se desea evaluar (ver epígrafe 2.3.2 y Anexo 11). Se formalizó mediante la expresión 2.5, la cantidad de variantes a analizar de forma exhaustiva conociendo HAO y D. Los algoritmos anteriores evitan la generación de todos los códigos correspondientes a un determinado valor de HAO y de D para luego ser evaluada la variante que se solicite. Para tener una idea de las dimensiones de MVCR, se presenta en la Figura 2.9 un ejemplo de como para el intervalo de D = 1-59 los valores máximos de MVCR están en el orden de 5.9.1016. Si la búsqueda fuera entre 1-20, los valores estarían en el orden de 180000. En cualquier caso la cantidad de combinaciones es máxima para valores de HAO a la mitad del intervalo de D. La sumatoria del tiempo para la búsqueda de un código específico cualquiera en la aplicación “OcupaHotel MTH”, no supera los 1.10-15 s y la solución de la función objetivo para el código en particular demora entre 1.10-3 s y 0,1 s. Todo esto para una computadora Pentium 4, con un CPU a 2,8 GHz y 512 MB de memoria RAM. Para evaluar la eficiencia en la búsqueda del código variable se elaboró una aplicación en Matlab capaz de generar todos los códigos posibles según HAO y D. Se pudo constatar que para HAO = 29 en D = 59 (MVCR máximo = 5,9.1016) generar solo los códigos en el mismo CPU demora unos 15 minutos. 77 �CAPÍTULO 3 Figura 2.9 Valores que puede alcanzar MVCR para diferentes valores de D y HAO en diferentes intervalos de búsqueda. 3.3.2 Modelación de la carga térmica de enfriamiento Los cálculos de la carga térmica de enfriamiento se realizaron con el simulador térmico de edificios de la UABC, seleccionándose una instalación en un clima tropical, representativa de los hoteles de sol y playa, los predominantes dentro la empresa turística en Cuba. 3.3.2.1 Modelación térmica del edificio mediante simulador El edificio a analizar se encuentra situado a los 21,01 grados de latitud norte y a los 75,93 grados de longitud oeste. Se utilizaron los datos de la estación climatológica más cercana, situada en Cabo Lucrecia en el municipio de Banes, provincia de Holguín. La estación se localiza en la misma franja costera del edificio en estudio. Los valores de temperatura ambiente utilizados corresponden al promedio de los años 2007 y 2008, oscilando entre 20,30 y 32,20 ºC, con valores promedio entre 25 y 29 ºC. En el Anexo 15 se pueden apreciar estas y otras informaciones climatológicas de la localidad así como la certificación de los datos por parte el centro de meteorología provincial. Para tener una idea del comportamiento de la temperatura ambiente diaria, se presenta en la Figura 3.5 el histograma de la variable. 78 �CAPÍTULO 3 Figura 3.5. Histograma de la temperatura ambiente horaria. Un análisis estadístico básico muestra los valores: media aritmética = 26,7 ºC, desviación estándar = 1,898 ºC; coeficiente de variación de un 7,11%; moda = 25,8 ºC, mediana = 26,5 ºC; el histograma tiene asimetría positiva con un coeficiente de 0,0096, sesgada a la derecha, y con una tendencia muy cercana la distribución normal. Solo el 0,08 % de los datos está fuera de control (fuera de los límites del valor medio de la variable +/- tres veces la desviación estándar). Una representación de la variabilidad de las condiciones climatológicas de la localidad a través del comportamiento de la temperatura ambiente se puede apreciar en la Figura 6 del Anexo 15. Los demás datos necesarios para los cálculos de carga térmica aparecen en el Anexo 6 donde se destacan: las características de los muros y sus propiedades térmicas, el régimen de ocupación horario y para el día, los equipos que contienen la habitación, la iluminación, los coeficientes de ponderación de los locales y las temperaturas máximas y mínimas diarias de un año promedio. Los datos de eficiencia del equipo climatizador del local, las dimensiones de las paredes ente otros elementos se introducen en el simulador. Después de sistematizar los datos para el cálculo de las cargas térmicas, se procede a su determinación para cada una de las habitaciones. Los valores máximos que se alcanzaron en los cálculos se pueden aprecian en la Figura 3.7. En esta figura se comparan estos valores con las potencias de enfriamiento nominales de las unidades terminales existentes, FCX - 42 de 3,4 kW y las FCX - 52 de 4,19 kW. Estos valores demuestran que en el 56 % de los casos pudo utilizarse unidades terminales de menor potencia como la FCX - 32 de 2,21 kW y que aproximadamente el 90 % de las unidades terminales están sobredimensionadas. 79 �CAPÍTULO 3 5 4 kW 3 2 1 Potencia de enfriamiento Carga térmica de enfriamiento máxima del año 6101 6104 6107 6110 6114 6117 6120 6203 6206 6209 6212 6216 6219 6222 6302 6305 6308 6311 6315 6318 0 Habitación . Figura 3.7. Valores máximos de la carga térmica de enfriamiento de cada habitación. Las individualidades de la carga térmica de enfriamiento máximas para todo un año promedio se pueden resumir de la siguiente forma: - Siete habitaciones con cargas térmicas de enfriamiento máximas a las 11:00 horas y 27 a las 17:00 horas (se destacan el 66 % de las habitaciones del tercer piso). - 18 habitaciones con cargas térmicas de enfriamiento máximas en tres horarios del día 7:00, 11:00 y las 17:00 horas. - Seis habitaciones con cargas térmicas máximas en los horarios 11:00 y las 17:00 horas. Los valores máximos de las 11:00 horas ocurren solo en aproximadamente el 9 % de los días. - Solo una habitación manifiesta cargas térmicas máximas a las 11:00 y a las 7:00 horas mayoritariamente a las 11:00. Con los resultados de las cargas térmicas de enfriamiento se pueden establecer estrategias ocupacionales basadas en ubicar primero las habitaciones de menor carga térmica [19, 25, 96]. La ocupación promedio del edificio caso de estudio se presenta en la Figura 3.8. Ocupando primero las habitaciones de menor carga térmica, existe una disminución apreciable de la energía a extraer del edificio, lo que representa una menor potencia de enfriamiento a utilizar Figura 3.8. Ocupación promedio anual del edificio de la zona 6 del hotel. 80 �CAPÍTULO 3 En la Figura 3.9 se puede apreciar las diferencias entre la carga térmica de enfriamiento para la ocupación promedio y la misma ocupación pero con estrategia ocupacional. 140 120 100 kW 80 60 40 20 1 15 29 43 57 71 85 99 113 127 141 155 169 183 197 211 225 239 253 267 281 295 309 323 337 351 365 0 Ocupación promedio Estrategia ocupacional Días del año Ocupación máxima Ahorro con estrategia ocupacional Figura 3.9. Diferentes comportamientos de la carga térmica del edificio. En los días del año en que la ocupación es menor y la temperatura ambiente es más elevada se aprecia una mayor efectividad de esta estrategia ocupacional. 3.3.2.2 Modelación térmica del edificio mediante redes neuronales artificiales Se desarrolló una aplicación en Matlab basada en el método de prueba y error, capaz de realizar de manera ininterrumpida el aprendizaje de las RNA. En el Anexo 7 aparecen los códigos del programa principal para el aprendizaje, los códigos que permitieron extraer los coeficientes matriciales de cada uno de los modelos de carga térmica de enfriamiento de las habitaciones y otras aplicaciones necesarias para esta modelación. Los resultados generales de la modelación térmica de las 59 habitaciones del edificio se presentan en la Figura 3.10. Figura 3.10. Resultados de la modelación de la carga térmica de enfriamiento con RNA. 81 �CAPÍTULO 3 Las variables independientes escogidas fueron, la temperatura ambiente, la hora del día y el día del año. La variación del porcentaje de los datos para el entrenamiento se realizó desde el 20 % hasta el 50 % con un incremento progresivo del 10 %. Los mejores resultados se obtuvieron con el 20 %. Fue necesario, escoger los datos de forma distribuida a lo largo de todo el año con intervalos iguales, lo cual garantizó una adecuada representación de las estacionalidades. La validación de los modelos se realizó con el 100 % de los datos. La estructura de RNA que mejor se adaptó en todos los casos fue la Feedforward Backpropagation. Se realizaron 100 entrenamientos para cada variante, inicializándose en cada uno los pesos, y el número máximo de neuronas en la capa intermedia para el aprendizaje se estableció en 50. El incremento de la cantidad neuronas en la capa intermedia fue desde tres hasta 50 con un paso de una neurona en cada prueba. La mejor función de entrenamiento, válida para todos los modelos fue trainlm. Las estructuras de las RNA coincidieron en una capa de entrada con función de transferencia tansig, una capa intermedia tansig y una capa de salida purelin. La cantidad de neuronas en la capa de entrada en todos los casos fue de tres y en la capa intermedia varió entre 4 y 30, según puede apreciarse en la tabla del Anexo 16. La tabla contiene el coeficiente de correlación entre los valores reales de carga térmica de enfriamiento y los predichos por la RNA, así como el error de los modelos. 3.3.3 Modelación de la red hidráulica Para implementar el algoritmo de la modelación hidráulica, fue necesario realizar pasos intermedios como el de adaptar la aplicación CAD desarrollada por Hechavarría en el 2009 [81] (“AutoProyect”, referida a las redes de distribución de agua), a las condiciones de las redes malladas de los CSAF (ver Figura 3.11). La nueva aplicación se denomina “ColdWater”. Para lograr esta adaptación fueron programadas por Hechavarría en VISUAL-LISP [162] un conjunto de códigos para facilitar el equilibrado y la operatividad de la red. Como aspecto novedoso se destaca, la adaptación de las válvulas de propósito general y las de ruptura de carga que permiten considerar las pérdidas hidráulicas correspondientes, en función de los parámetros 82 �CAPÍTULO 3 de las unidades terminales y las válvulas de equilibrado respectivamente. Figura 3.11. Vista de los tramos AB y CD de la red hidráulica con la aplicación CAD. En la ventana de la aplicación CAD de la Figura 3.11 según las preferencias del cliente se pueden visualizar: los códigos de los tramos y nodos lo cual ayuda a identificar los niveles o plantas del edificio donde se encuentran ubicadas las unidades terminales; la simbología de colores que indican el grado de cumplimiento de las presiones; los caudales y presiones en tramos y nodos luego del cálculo hidráulico; longitudes y diámetros, propiedades físicas de las tuberías y otras opciones útiles para la modelación hidráulica. En el contexto cubano las aplicaciones para diseñar y simular instalaciones especiales, como los CSAF, no van más allá de realizar un análisis de estas redes como si cada unidad terminal fuera un nodo de suministro. Sin embargo, la red es completamente cerrada y opera como si existiera un solo nodo de suministro (nodo de retorno). La aplicación CAD permite a inversionistas en el turismo y otras ramas, hacer análisis hidráulicos adecuados para este tipo de redes. El costo de adquirir una aplicación para el diseño de redes con equilibrado hidráulico mediante válvulas especiales en la empresa líder Tour and Andersson (TA - SELECT 4, TA - Pocket, TA Shunt v.1.2), oscila entre 3000,00 USD y 5000,00 USD [163-165]. 83 �CAPÍTULO 3 Los caudales que se asignan a las unidades terminales en los CSAF a flujo variable, deben estar en correspondencia con los valores de diseño [87]. La configuración ideal de este tipo de red, sería la existencia de una válvula de equilibrado en cada unidad terminal para garantizar la exactitud en los flujos requeridos por las cargas térmicas. Este aspecto no siempre es así, provocando determinadas insuficiencias operacionales. Se realizó el equilibrado hidráulico de la red considerando los modelos de pérdidas de cargas de las unidades terminales obtenidos de los datos de la Figura 3 del Anexo 3. De manera similar se obtuvieron los modelos que relacionan el Kv de las válvulas de equilibrio con respecto al número de vueltas (ver Figuras 3, 4 y 5 del Anexo 4). Todos estos elementos facilitaron el ajuste del modelo hidráulico en la aplicación CAD, respetando las restricciones operacionales (velocidades y presiones en tramos y accesorios especiales, así como los caudales necesarios para el confort). Se validaron los resultados en el software EPANET 2 [79], a partir del fichero ColdWater.inp que genera la aplicación CAD (ver Figura 3.12). No existen diferencias de los resultados del EPANET con respecto a ColdWater, lo cual se puede apreciar al comparar las Figuras 3.11 y 3.12. Figura 3.12 Comprobación en el EPANET de la modelación con el sistema CAD. 84 �CAPÍTULO 3 Por otra parte, una vez reproducida la red hidráulica del caso de estudio con la aplicación CAD, y su comprobación con el EPANET, se tomaron los datos necesarios para integrarlos en la aplicación “OcupaHotel MTH”. Para programar y validar el Método del Gradiente en esta aplicación, se ensamblaron las ecuaciones descritas en la literatura [78]. Figura 3.13. Esquema del ejemplo para validar la funcionalidad del método del gradiente [78]. Se validó el método con el ejemplo resuelto 7.5 del libro “Hidráulica de Tuberías”, que consiste en calcular los caudales y las presiones en el esquema de la Figura 3.9 [78]. En esta red todos los caudales iniciales se suponen de 100 l/s, la presión en el nodo 1 conocido es de 100 mca. Otros datos de la red y el ejemplo resuelto en la aplicación informática se presentan en el Anexo 17. A continuación, en la Tabla 3.1 se exponen los resultados del ejemplo y los calculados, donde la desviación estándar del error porcentual para los caudales en los tramos y presiones en los nodos no supera el 0,23 % y el 0,053 %, respectivamente. Tabla 3.1. Resultados de la validación del Método del Gradiente con la aplicación OcupaHotel. Tramo 1-2 2-3 3-4 5-4 2-5 6-5 6-1 Q. ejemplo Q. calculado Desv. (m3/s) (m3/s) (%) 0,10667 0,10665 0,03658 0,03660 0,00342 0,00340 0,03342 0,03340 0,01009 0,01005 0,05333 0,05336 0,09333 0,09336 Desviación promedio Desviación estándar 0,018749 -0,046473 0,508772 0,050868 0,416254 -0,046878 -0,026787 0,124929 0,234833 Nodo H2 H3 H4 H5 H6 H. ejemplo H. calculado Desv. (mca) (mca) (%) 92,960 92,914 81,358 81,242 81,780 81,667 89,812 89,746 96,727 96,705 Desviación promedio Desviación estándar 0,049 0,143 0,138 0,073 0,023 0,085 0,053 Asimismo, se comprobó que son semejantes los resultados obtenidos mediante las tres aplicaciones para los datos del caso de estudio. El valor óptimo de la presión de envío para las 12 85 �CAPÍTULO 3 habitaciones ocupadas, según, la aplicación CAD es de 34,36 mca. Los resultados de presión y flujo obtenidos con Autocad y Epanet son semejantes a los resultados obtenidos en OcupaHotel para ese valor de presión de 34,36 mca. Cuando se busca el valor óptimo de velocidad en la aplicación OcupaHotel se obtuvo 2287,6 rev/min, el que define una presión de 34,29 mca para un error porcentual de 0,22 %. El análisis de los restantes resultados de los valores de presión y caudales aparece en el Anexo 18. El valor promedio del error porcentual para las presiones es de 1,12 % y para los caudales 0,41 %. 3.3.4 Modelación del trabajo de compresión Para modelar la potencia necesaria en el trabajo de compresión se utilizó el algoritmo del epígrafe 2.2.4. Se destaca que la determinación de las propiedades del refrigerante, es decir, los diferentes valores de las entalpías del ciclo se calculan mediante interpolaciones del tipo Spline cúbicos de los datos [166]. Los datos para la interpolación se obtuvieron de aplicaciones informáticas especializadas como Solkane Refrigerants Versión 3.2 [167] y Refrigeration Utilities versión 1.1 [168]. Posteriormente para validar los cálculos, se comprobaron en la gráfica de presión contra entalpía del refrigerante utilizado (ver Figura 2, Anexo 9). En el caso de estudio, las unidades enfriadoras están concebidas para varias edificaciones (ver Figura 5, Anexo 13), por tanto se decidió modelar la potencia necesaria en el trabajo de compresión, utilizando las expresiones y los pasos contenidos en el algoritmo del epígrafe 2.2.4. Las expresiones utilizadas coinciden con las empleadas por [18, 19, 41] en sus tesis de doctorado aplicadas en SCCAH. Una representación de la dinámica de la potencia eléctrica requerida para el trabajo de compresión, según la ocupación promedio (ver Figura 3.8) del edificio y calculada con la aplicación OcupaHotel, se puede apreciar en el gráfico de isolíneas de la Figura 3.14. En esta figura, es notable que entre los meses de septiembre y octubre, se manifiestan los mayores valores de potencia a pesar de que las condiciones climáticas no son tan desfavorables como en los días más críticos del verano. Esto se debe a la incidencia marcada que tiene la ocupación y la carga térmica por ocupantes (en todas las habitaciones oscila entre 20 y 35 %). 86 �CAPÍTULO 3 o a de d a 20 15 10 5 50 100 150 200 250 300 350 Día del año Figura 3.14. Potencia eléctrica en kW necesaria para el trabajo de compresión según la carga térmica de enfriamiento para ocupación promedio del edificio caso de estudio. 3.4 Validación de la optimización energética Una vez validados individualmente los modelos y los algoritmos computacionales que permiten el cálculo de la función objetivo, es necesario mostrar cómo se integran estos elementos en la determinación de la variable de decisión y las variables intermedias en el caso de estudio. Se estudia la eficiencia computacional respecto a los tres métodos de optimización propuestos en la solución de un mismo problema y la eficacia del modelo que se propone como aporte teórico, mediante la comparación de los resultados obtenidos en la función objetivo cuando se implementan las variantes principales de operación del sistema. 3.4.1 Integración de las variables de decisión a la función objetivo A partir de un ejemplo de 12 habitaciones correspondientes a los patinejos 1(AB) y 2(CD) del edificio de la zona 6 del hotel, se escoge (sin perder generalidad) una configuración inicial que considera cuatro habitaciones ocupadas y ocho disponibles según se muestra en la Tabla 3.2. De dicha tabla se infiere que el total de habitaciones es T = 12, las ocupadas Ho = 4 y las disponibles D = 8, por tanto según el epígrafe 2.3.2 la cadena de caracteres W = 010001100100 y la subcadena O = O1O3O4O5O8O9O11O12, representando a las habitaciones disponibles. Para analizar la eficiencia computacional se escogió la variante de ocupar tres habitaciones 87 �CAPÍTULO 3 (HAO = 3) de ocho disponibles (D = 8) según la tabla 3.2. El número de la habitación, por ejemplo 6319, significa que está en la zona seis, tercer piso y es la habitación 19 del piso. Tabla 3.2 Situación ocupacional antes de la definición de las habitaciones a ocupar. Hab. 6319 6318 6223 6222 6120 6119 6317 6316 6221 6220 6118 6117 HO 0 1 0 0 0 1 1 0 0 1 0 0 Patinejo 1 1 1 1 1 1 2 2 2 2 2 2 La información general utilizada para la solución del problema con los tres métodos de optimización propuestos en la investigación se puede apreciar en la tabla 3.3. Las definiciones de las nomenclaturas utilizadas en la tabla aparecen en el epígrafe 2.3.1. Tabla 3.3 Datos de configuración necesarios para los algoritmos de optimización. Método de Población Mejoras Mutaciones y Cant. de MCExh MCxEsc THEsc VME optimización inicial aleatorias Cruzamientos variantes Algoritmo 55 7 1 3 8 14 40 % 28 Genético Exhaustivo 55 8 1 3 21 Escalonado Exhaustivo 56 8 1 3 56 Simple Las simulaciones para la optimización energética del sistema a partir de la ocupación se realizaron teniendo en cuenta las variantes de la tabla 3.4. Tabla 3.4. Variantes de operación del sistema a considerar para su optimización energética. Variando la ocupación Variando la velocidad de rotación de la bomba Variando la temperatura de salida del agua de la enfriadora Usando el modelo térmico de las habitaciones Usando el modelo hidráulico del CSAF Variantes de operación 1 2 3 4 5 6 7 X X X X X X X - X - X X - - - X - X X - - X X X X - X X X X X X Se consideraron en todos los cálculos los siguientes datos: Para la modelación térmica: el rendimiento isentrópico de 0,85 en el compresor; coeficiente de simultaneidad de la carga térmica de 0,85; temperatura nominales de envío y retorno del agua a la enfriadora de 7 y 12 oC respectivamente; y valores promedios de las cargas térmicas de enfriamiento para el total del días que estarán ocupadas las habitaciones seleccionadas, 88 �CAPÍTULO 3 independientemente si son obtenidas mediante el modelo de cargas térmicas de enfriamiento mediante RNA, o de las tablas de la simulación térmica del edificio. Para la red hidráulica: eficiencia nominal de 0,88 en la bomba; viscosidad cinemática del agua de 0,00000131 m2/s; rugosidad de la tuberías de 0,0001 m; 30 % de la diferencia de caudales admisibles en las unidades terminales; paso para la búsqueda de los extremos de la velocidad óptima de la bomba de 0,001 con una cota del error de 0,001; y valores iniciales de presión de trabajo del CSAF correspondiente al valor actual de consigna de 500 kPa (51 mca). 3.4.2 Resultados de la optimización exhaustiva simple Los resultados de la búsqueda exhaustiva simple para las diferentes variantes de operación del SCCAH, definieron que la EOCE debe basarse en los resultados de la Tabla 3.4. Las habitaciones señaladas en las celdas con color azul son las que se proponen ocupar, las de color verde ya estaban ocupadas y las de color amarillo son las que quedan sin ocupar. Tabla 3.4.Resultados de las ocupaciones óptimas para el método exhaustivo simple. Variante 6319 6318 6223 6222 6120 6119 6317 6316 6221 6220 6118 6117 0 1 0 0 0 1 1 0 1 1 1 1 1 0 1 0 0 1 1 1 0 1 1 1 0 2 0 1 0 0 0 1 1 0 1 1 1 1 3 0 1 0 0 1 1 1 0 1 1 1 0 4 0 1 0 0 1 1 1 0 1 1 1 0 5 0 1 0 0 0 1 1 0 1 1 1 1 6 0 1 0 0 0 1 1 0 1 1 1 1 7 Los mejores resultados de las 56 combinaciones de solución, analizadas en cada una de las siete formas de operación de sistema, se resumen en la Tabla 3.5. En esta tabla se recogen las siguientes informaciones: temperatura de salida de la enfriadora (t8), temperatura de entrada a la enfriadora (t7), temperatura de retorno del agua del edificio (tr), potencia eléctrica requerida para el trabajo de compresión (Pec), velocidad de rotación de la BC (N), valor de consigna de la presión de envío del CSAF (He); presión en el nodo de retorno de la red hidráulica (Hr), caudal requerido para la ocupación que se evalúa (Qr), caudal total requerido para la ocupación máxima 89 �CAPÍTULO 3 (Qt); mayor incumplimiento de caudal en las unidades terminales seleccionadas (Incp.Q); potencia eléctrica requerida por la bomba (Peb), indicador de eficiencia (IE), cantidad de combinaciones evaluadas durante la búsqueda (Comb), cantidad de evaluaciones al generar los códigos (EGC), y el tiempo computacional para determinar la solución óptima (t). Tabla 3.5. Comportamiento de las variables en la optimización exhaustiva simple. Variante CTE (kW) t8 (oC) t7 (oC) tr (oC) Pec (kW) N (rev/min) He (mca) Hr (mca) Qr (m3/s) Qt (m3/s) Incp.Q (%) Peb (kW) IE (kW) Comb. E.C.G t (s) 1 7,581 7 7,088 7,159 0,135 0,135 56 225 1,172 2 1943,8 24,5 0,039 0,0012 0,00216 -14,498 0,336 0,336 56 225 467,781 3 2979 51 25,02 0,0012 0,00216 -19,286 0,795 0,795 56 225 52,109 4 8,139 11,965 12,023 12,069 0,072 1943,8 24,5 0,039 0,0012 0,00216 -14,498 0,336 0,409 56 225 460,813 5 8,139 7 7,095 7,172 0,146 1943,8 24,5 0,039 0,0012 0,00216 -14,498 0,336 0,482 56 225 460,329 6 7,581 11,965 12,018 12,061 0,067 2979 51 25,02 0,0012 0,00216 -19,286 0,795 0,863 56 225 53,813 7 7,581 7 7,091 7,164 0,14 2979 51 25,02 0,0012 0,00216 -19,286 0,795 0,935 56 225 53,531 El mejor resultado operacional se obtiene en la cuarta variante, la cual incluye el cambio de la temperatura de salida del agua de la enfriadora en función de las cargas térmicas parciales, y la búsqueda del valor de la velocidad de rotación de la bomba más racional garantizando las restricciones de la red hidráulica. Las variantes en las que no se determina la velocidad de rotación óptima de la bomba (3, 6 y 7), se utilizan sus parámetros nominales para una presión de 51 mca. Pueden utilizarse otros estados iniciales siempre que correspondan con las características de la bomba. En el gráfico de la Figura 3.15 se muestran para la variante de operación cuatro y para todas las ocupaciones posibles, la potencia eléctrica requerida para el bombeo, para el trabajo de compresión y la suma de las dos potencias. Es notable como para las diferentes ocupaciones, la potencia varía indistintamente en correspondencia con los valores de cargas térmicas que aportan 90 �CAPÍTULO 3 las habitaciones y en función de la topología de la red hidráulica. Figura 3.15 Variaciones de la potencias, para el bombeo, para el trabajo de compresión y la suma de ambas potencias para las 56 variantes de ocupación posibles de HAO=3 en D=8. En el Anexo 19 se puede apreciar los resultados de las 56 evaluaciones de la función objetivo en la búsqueda exhaustiva simple. En este anexo, aparece el ordenamiento descendente de las soluciones con respecto al IE en la variante de operación cuatro, coincidiendo los resultados de la primera solución con el resultado presente en las Tablas 3.4 y 3.5 3.4.3 Resultados de la optimización exhaustiva escalonada Para la validación del algoritmo exhaustivo escalonado, se determinó que la mejor variante para esta búsqueda de soluciones consiste en tomar la menor cantidad de habitaciones por escalón (THE=1), y el mayor número de escalones posibles (VME). Esta variante garantiza la mayor rapidez computacional y exactitud en los resultados, lográndose formalizar en la expresión 3.1, el total de búsquedas exhaustivas de paso 1 (TBExh(1)) para cualquier variante de HAO y D. TBExh (1) = 2 ⋅ HAO ⋅ D + HAO − HAO 2 2 (3.1) Al realizar la búsqueda de la Ocupación mediante la optimización combinatoria basada en el método exhaustivo escalonado, se obtienen los mismos resultados de las variables, que con el método exhaustivo simple. La diferencia fundamental entre un método y el otro consiste en la eficiencia computacional, la cual se puede apreciar en el gráfico de la Figura 3.16. 91 �CAPÍTULO 3 Búsqueda Exhaustiva Escalonada Búsqueda Exhaustiva Simple 500 Tiempo(s) 400 300 200 100 0 1 2 3 4 5 6 Variantes de operación del sistema 7 Figura 3.16.Tiempo computacional de las búsquedas: exhaustiva simple y escalonada. 3.4.4 Resultados de la optimización mediante algoritmo genético Al determinarse la ocupación óptima mediante algoritmo genético, las ocupaciones que se proponen pueden ser distintas con respecto a los métodos anteriores. Sin embargo, las soluciones convergen hacia valores muy próximos al IE, con diferencias que no superan 2 % de la potencia eléctrica que como promedio de todas las variantes de operación se requiere para iguales HAO. Estos elementos indican que estamos en presencia de un óptimo local muy próximo al global. La Tabla 3.8 refleja la ocupación encontrada por el algoritmo genético. Tabla 3.8. Resultados de las ocupaciones óptimas para el método algoritmo genético. Variante 6319 6318 6223 6222 6120 6119 6317 6316 6221 6220 6118 6117 0 1 0 0 0 1 1 0 1 1 1 1 1 0 1 0 0 1 1 1 0 1 1 0 1 2 0 1 1 0 1 1 1 0 1 1 0 0 3 0 1 0 0 1 1 1 0 1 1 0 1 4 0 1 0 0 1 1 1 0 1 1 1 0 5 0 1 0 0 1 1 1 0 0 1 1 1 6 0 1 0 0 0 1 1 0 1 1 1 1 7 Luego de obtener las cadenas binarias de forma aleatoria y aplicarle los operadores genéticos (mutaciones y cruzamientos), los cromosomas resultantes se corresponden con la ocupación a asumir, teniendo en cuenta la medida de aptitud (IE). Los resultados de las variables del sistema para la ocupación de la Tabla 3.8 se pueden apreciar en la Tabla 3.9. 92 �CAPÍTULO 3 Tabla 3.9.Comportamiento de las variables para la optimización con algoritmo genético. Variante CTE (kW) t8 (oC) t7 (oC) tr (oC) Pec (kW) N (rev/min) He (mca) Hr (mca) Qr (m3/s) Qt (m3/s) Incp.Q (%) Peb (kW) IE (kW) Comb. t(s) 1 7,581 7 7,088 7,159 0,135 0,135 26 1,094 2 1968,8 25,8 0,491 0,0012 0,00216 -12,748 0,345 0,345 27 226,015 3 2979 51 25,5 0,00124 0,00216 -14,877 0,822 0,822 25 24,8132 4 8,145 11,965 12,023 12,069 0,072 1968,8 25,8 0,491 0,0012 0,00216 -12,748 0,345 0,418 25 206,14 5 8,139 7 7,095 7,172 0,146 1943,8 24,5 0,0386 0,0012 0,00216 -14,498 0,336 0,482 26 214,172 6 8,172 11,965 12,023 12,069 0,072 2979 51 25,5 0,0012 0,00216 -16,41 0,795 0,868 26 25,516 7 7,58 7 7,091 7,164 0,14 2979 51 25 0,0012 0,00216 -19,286 0,795 0,935 26 25,453 3.4.5 Análisis de los resultados de las variantes de operación del sistema Una vez analizadas las variantes de operación del SCCAH, en específico las variantes que consideran el modelo termo-hidráulico (variantes cuatro, cinco, seis y siete), se puede afirmar que la variante cuatro es la más eficaz. Esto significa que con el procedimiento y la aplicación que se proponen, teniendo como variable de decisión la ocupación, se pueden evaluar y aplicar las siguientes estrategias de la explotación hotelera en cuanto los SCCAH: determinación del valor de consigna más adecuado de la presión en los CSAF, racionalización de la temperatura de envío del agua fría hacia las unidades terminales, cambio de flujo constante a flujo variable, y ocupación de los locales según un criterio energético (hidráulico, térmico o termo-hidráulico). 3.5 Patrón de ocupación energético de habitaciones: variante para garantizar una EOCE A modo de facilitar la implementación de la EOCE, se presenta en la Tabla 3.10 el patrón de ocupación obtenido al ir ocupando de una en una las habitaciones, empleando el método exhaustivo simple. Es decir el orden ocupacional que garantiza los menores requerimientos de potencia eléctrica del SCCAH. También aparecen las variables operacionales que acompañan el patrón, de aquí se seleccionan las consignas de las variables de decisión tecnológicas (He y t8). 93 �CAPÍTULO 3 Es posible con los resultados del patrón de ocupación, comprobar que se cumplen las expresiones de las leyes de proporcionalidad. También se pueden determinar las expresiones matemáticas de las curvas de la BC y la red hidráulica para los 12 puntos de operación propuestos (ver Anexo 20). Tabla 3.10 Patrón de ocupación de las habitaciones analizadas y valores de las variables correspondientes a la EOCE. Para que se tenga una idea del espacio de soluciones alrededor de los puntos de operación para la ocupación patrón, se presenta el gráfico de la Figura 3.17. 90 Altura de carga (m) 80 70 60 50 40 30 20 10 0 0,000 0,002 0,004 0,006 0,008 Caudal (m3/s) 0,010 0,012 0,014 Figura 3.17. Familia de curvas de la red y la bomba centrífuga para la ocupación patrón. 94 �CAPÍTULO 3 En la Figura 3.18 se puede comprobar que, según las líneas de los resultados de la función objetivo, los valores de Pt para cualquiera de las cinco secuencias de ocupación elegidas al azar, son superiores a los resultados de la ocupación patrón. 2,0 Secuencia de ocupación patrón Pt(kW) 1,5 Secuencia de ocupación 1 Secuencia de ocupación 2 1,0 Secuencia de ocupación 3 0,5 Secuencia de ocupación 4 0,0 Secuencia de ocupación 5 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 Cantidad de habitaciones ocupadas Figura 3.18. Resultados de la función objetivo para ocupación patrón y otras secuencias. 3.6 Valoración técnico-económica y medioambiental del uso de una Estrategia de Ocupación bajo Criterios Energéticos para el hotel caso de estudio Según la ocupación patrón de las 12 habitaciones, se ejecutó el procedimiento con las variantes que implican el uso del modelo termo-hidráulico. Se partió de los parámetros actuales a los que trabaja la bomba centrífuga (valor de consigna fijo de 500 kPa en el CSAF) y la enfriadora (7 oC de temperatura de salida del agua). Los resultados se pueden apreciar en la Figura 3.19 donde la variante de operación cuatro resulta las más eficaz con respecto a las demás. 2 Pt (kW) 1,5 Variante de operación 4 Variante de operación 5 Variante de operación 6 Variante de operación 7 1 0,5 0 6221 6118 6119 6220 6120 6117 6319 6223 6317 6222 6318 6316 Habitaciones según ocupación patrón Figura 3.19. Comportamiento de los requerimientos de potencia para diferentes ocupaciones y variantes de operación del sistema, utilizando el modelo termo-hidráulico. 95 �CAPÍTULO 3 Ya que el sistema trabaja actualmente sin cambiar la presión de envío en el CSAF, sin racionalizar el valor de la temperatura de salida del agua de la enfriadora y sin tener en cuenta la ocupación de habitaciones bajo criterios energéticos, fue necesario evaluar los comportamientos operacionales en comparación con un año base. Los requerimientos de potencia eléctrica promedio diaria, en referencia a la ocupación típica de las habitaciones y tres variantes de 2,0 1,8 1,6 1,4 1,2 1,0 0,8 0,6 0,4 0,2 0,0 1 13 25 37 49 61 73 85 97 109 121 133 145 157 169 181 193 205 217 229 241 253 265 277 289 301 313 325 337 349 361 Pt (kW) operación que optimizan energéticamente el sistema se pueden apreciar en la Figura 3.20. Año base Optimizando, solo con estrategia ocupacional Optimizando, variando la ocupación , la presión y la temperatura del agua Optimizando, variando la ocupación y la temperatura del agua Figura 3.20. Requerimiento potencia eléctrica promedio diaria para un año característico. Los resultados generales de la Figura 3.20 indican que se pueden disminuir los requerimientos de potencia eléctrica entre 18,4 y 63,7 %, enmarcados en todo el diapasón de ocupaciones y de variantes operacionales del sistema. No obstante, resulta adecuado conocer que el promedio de ocupación hotelera en Cuba es de un 60 % aproximadamente [169]. Si se acepta que en las actuales condiciones, el consumo promedio diario de energía eléctrica de la climatización centralizada es de un 60 % del total del hotel, entonces, si se quiere saber cuál sería el escenario energético futuro del hotel, aplicando el procedimiento de optimización energética propuesto, se tiene que el peso relativo de la climatización puede disminuir hasta 96 �CAPÍTULO 3 valores que pueden oscilar entre 19,7 y 35,1 %. Estos porcentajes dependen de la estrategia de operación que se asuma, del nivel ocupacional y de las condiciones climatológicas, significando para el hotel, la posibilidad de disminuir el consumo promedio anual de 2573 MW·h a valores entre 2286 y 1602 MW·h, lo cual representa ahorros entre 37 225,20 y 126 226,34 CUC al precio promedio de 0,13 CUC el kW·h. Estos datos significan la reducción entre 77,2 y 262,9 t de combustible en generación de energía eléctrica, disminuyendo la emisión a la atmósfera entre 234,5 y 796,2 t de CO2. El gráfico de la Figura 3.21 muestra como sería el escenario del consumo de energía eléctrica del hotel, aplicando la EOCE basada en el procedimiento que se plantea en la presente investigación. Figura 3.21. Escenerios energéticos del hotel Blau Costa Verde si se aplica la EOCE. Para el gráfico anterior se tomó como línea base los valores promedios mensuales de consumo de energía eléctrica y se extrapolaron al hotel, los resultados del análisis de las 12 habitaciones. El proyecto para implementar EOCE en el hotel Blau Costa Verde, mediante el procedimiento propuesto en esta investigación, tendría un importe total de 40 205,00 CUC, distribuidos entre las tareas de ingeniería, los gastos específicos y otros gatos (ver Anexo 21). Al implementar el proyecto en el hotel, si se opera el SCCAH con la variante 7 (variando solo la ocupación) el proyecto tendría una Tasa Interna de Retorno (TIR) de 78,67 y un periodo de recuperación de la inversión (PRI), de 2 años y 2 meses. Si se opera el sistema con la variante 6 (racionalizando la temperatura de envío del agua de la enfriadora y variando la ocupación) la TIR sería de 196,51 y 97 �CAPÍTULO 3 el PRI de 1 año y 6 meses. Para las demás variantes de operación (4 y 5) los tiempos de recuperación de la inversión después de implementado el proyecto son inferiores a un año. Con respecto a las herramientas desarrolladas durante la investigación (ColdWater y OcupaHotel MTH), de forma resumida se puede realizar la siguiente valoración técnica: las aplicaciones pueden sustituir importaciones por compra de software similares, se pueden fortalecer los criterios de diseño de estos sistemas, son adaptables a los SCCAH instalados en el país y se pueden implementar de una manera fácil si se cumplen los requerimientos de los algoritmos. CONCLUSIONES del capítulo: 1. La aplicación informática CAD (ColdWater), aporta una solución práctica para realizar el equilibrado de las redes hidráulicas malladas utilizadas en los SCCAH así como su diseño y análisis operacional. 2. La aplicación informática “OcupaHotel MTH” constituye una herramienta para la toma de decisiones en el contexto energético de la explotación de hoteles, debido a la integración de la modelación energética de los CSAF y la EOCE basada en técnicas de optimización combinatoria. 3. Cuando se incrementan las variantes de ocupación, desde el punto de vista computacional el método exhaustivo escalonado resulta más eficiente que el exhaustivo simple, obteniéndose los mismos resultados. De la misma forma el algoritmo genético es más eficiente que el método exhaustivo escalonado. 4. De las variantes de operación del SCCAH la más eficaz resulta la que incluye la optimización conjunta de la ocupación, la presión de envío del CSAF a flujo variable y la temperatura de salida del agua de la enfriadora. 5. La EOCE de hoteles con SCCAH a flujo variable basada en optimización combinatoria de la ocupación mediante la solución del modelo termo-hidráulico, es tecnológicamente superior al criterio de operación actual en Cuba, el cual se basa en operar el CSAF a flujo variable a una presión constante. Asumir esta estrategia repercute directamente en los indicadores técnicoeconómicos de la explotación hotelera. 98 �CONCLUSIONES GENERALES 1. Mediante la aplicación de la metodología de Análisis y Síntesis de Sistemas de Ingeniería, se define como variable de decisión del sistema, la ocupación de las habitaciones y como variables intermedias de relevancia, la velocidad de rotación de la bomba del CSAF y la temperatura de salida del agua del enfriador. También fue posible definir la función objetivo, compuesta por la sumatoria de los requerimientos de potencia eléctrica por bombeo y por trabajo de compresión, lo cual determina el valor del indicador de eficiencia del sistema. 2. Se identificaron los modelos matemáticos de las cargas térmicas de enfriamiento anual de las habitaciones, utilizando las Redes Neuronales Artificiales y teniendo en cuenta la variabilidad de la climatología local. Los errores cuadráticos medios de los modelos fueron inferiores a 0,002058 kW y los coeficientes de correlación superiores a 0,9. 3. Se estableció la modelación hidráulica de los CSAF a flujo variable mediante la implementación del Método del Gradiente y un algoritmo para determinar la velocidad de rotación que minimiza la potencia eléctrica en la bomba. La modelación permite: evaluar cada topología de la red en función de la ocupación; considerar todas las restricciones operacionales, la selección de la presión de envío más adecuada y la incorporación de las características de las unidades terminales y de las válvulas de equilibrio. 4. Se fundamentó un procedimiento para el cálculo de la potencia eléctrica que requiere el compresor de una enfriadora para realizar el trabajo de compresión en un SCCAH. El procedimiento incluye: la racionalización de la temperatura de salida del agua en función de las condiciones de las cargas térmicas de enfriamiento parciales y las propiedades del refrigerante utilizado, sistematizadas en modelos spline cúbicos. 5. Se estableció un procedimiento para la optimización energética de la operación de los SCCAH con CSAF a flujo variable, que integra en una función objetivo termo-hidráulica y los efectos de la variabilidad de: la climatología local; las características constructivas de la edificación; la velocidad de rotación de la bomba; el ciclo de refrigeración por compresión 99 �mecánica del vapor; la temperatura de salida del agua de la enfriadora y la ocupación de las habitaciones. Esta optimización de carácter combinatorio-evolutivo incluye los métodos, exhaustivo simple, exhaustivo escalonado y algoritmo genético en función de la cantidad de variantes de ocupación. 6. La implementación del procedimiento general en el hotel Blau Costa Verde, muestra las potencialidades de disminución del peso relativo de la energía eléctrica que consume la climatización de un 60 % a valores entre 19,7 y 35,1 %. Estos porcentajes dependen del nivel ocupacional y de la variante de operación que se asuma, ya sea, determinando la velocidad de rotación de la bomba, racionalizando el valor de la temperatura de salida del agua del enfriador o mediante la combinación de estas variantes. RECOMENDACIONES 1. Proponer el uso de la herramienta CAD “ColdWater” para el desarrollo de los diseños de los CSAF incluidos en las inversiones hoteleras, independientemente de que el flujo sea variable o constante en las redes hidráulicas. 2. Recomendar el uso del procedimiento propuesto en todos los hoteles cubanos con SCCAH, sobre la base de la EOCE sustentada en la optimización combinatoria, logrando la autonomía del sistema en cuanto a: el cambio de los valores de consigna de la presión de envío en el CSAF y la temperatura de salida del agua del lazo de producción de frío. 3. Continuar desarrollando el procedimiento mediante la integración a la herramienta “OcupaHotel MTH” de métodos de optimización multiobjetivo, sobre todo incluyendo un indicador de eficiencia relacionado con los aspectos económicos de la explotación del sistema. 100 �REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS [1] [2] [3] [4] [5] [6] [7] [8] [9] [10] [11] [12] [13] [14] [15] [16] [17] TESKE, S.; ZERVOS, A.; SCHÄFER, O., "Energy revolution: a sustainable world energy outlook". European Renewable Energy Council, 2007, p. 96. TORRES RODRÍGUEZ, R. M., "Tecnología para la gestión de los servicios técnicos en hoteles de sol y playa: aplicaciones en hoteles del polo turístico de Guardalavaca". Universidad de Holguín. 2008. ORGANIZACIÓN MUNDIAL DEL TURISMO, "El turismo internacional crecerá entre un 2 % y un 4 % en 2013", 2013. PARTIDO COMUNISTA DE CUBA, "Lineamientos de la Política Económica y Social del Partido y la Revolución ", VI Congreso del Partido Comunista de Cuba, 2011, p. 39. 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Energía eléctrica entre Habitaciones Días Ocupadas Índice de consumo de las unidades enfriadoras Coeficiente de conductividad térmica Cantidad de calor Flujo másico Diferencia de temperatura Calor específico del agua Flujo calorífico a través de una pared Absortividad de la superficie a la luz solar Radiación solar total incidente sobre la superficie Coeficiente de transferencia de calor convectivo y de longitud de onda larga en la superficie externa Temperatura exterior (ambiente) Temperatura de la superficie de la pared Diferencia entre la radiación de onda larga incidente procedente de la bóveda celeste y el entorno, y la radiación emitida por un cuerpo negro a la temperatura ambiente Emitancia de la superficie Velocidad de rotación de una bomba centrífuga Caudal de agua Altura de carga Potencia eléctrica Relación funcional entre la altura de carga H de la red del sistema y el caudal Q según la red Relación funcional entre la altura de carga H de la red del sistema y el caudal Q según la bomba Altura de carga requerida por el CSAF y que garantiza el confort Caudal requerido por el CSAF y que garantiza el confort Cantidad de habitaciones no disponibles Total de habitaciones que ya están ocupadas Habitaciones a ocupar que están priorizadas (escogidas a preferencia de los clientes) Habitaciones fuera de servicio Mayor Valor del Código de solución (cantidad total de opciones de ocupación de los locales disponibles) Coeficiente binomial al que se denominó Mayor Valor del Código Restringido Modelo térmico del edificio Unidad número entero positivo número entero positivo número entero positivo kW·h/HDO kW·h/t kcal/mh oC kW kg/s K kJ/kg·K W/h·m2 Adimensional W/h·m2 W/h·m2 K K K W/h·m2 Adimensional rev/min m3/s m kW adimensional adimensional m m3/s número entero positivo número entero positivo número entero positivo número entero positivo número entero positivo número entero positivo - �MC MH CT CC CH Peb Pec Pt Z g1, g2, g3 g4, g5, g6 Xe Xcl XSCCAH XCSAF Rn Tev Tcd Tamb h d CTmax Te ; t8 Tr (a) (c) (d) R Y 1 f , f 2, f 3 b1 , b 2 , b 3 Modelo del trabajo de compresión Modelo hidráulico Expresiones para determinar las magnitudes que caracterizan carga térmica de enfriamiento Expresiones para determinar las magnitudes que caracterizan el trabajo de compresión Expresiones para determina las magnitudes que caracterizan la carga hidráulica del sistema Potencia eléctrica requerida para el bombeo en el CSAF Potencia eléctrica requerida para realizar trabajo de compresión en la enfriadora Función objetivo: sumatoria de las potencias eléctricas requeridas Peb+ Pec Función calidad: mínima potencia eléctrica total requerida Intensidades de las relaciones de las variables de coordinación con MT, MC y MH Intensidades de las relaciones de los datos de entrada, las variables de coordinación, intermedias y de decisión del sistema con CT, CC y CH Variables que caracterizan el edificio y que definen la estructura de los modelos MT y MH Variables que caracterizan el clima y que definen la estructura de los modelos MT y MC Variables que caracterizan la estructura y parámetros generales del SCCAH Variables que caracterizan la estructura y parámetros generales del CSAF Tipo de refrigerante que utiliza el equipo enfriador Temperatura de entrada del refrigerante en el evaporador Temperatura de entrada del refrigerante al condensador Temperatura ambiente Hora del día Día del año Carga térmica de enfriamiento máxima Temperatura de envío del agua fría hacia el edificio Temperatura de retorno del agua fría desde el edificio Día del año (1,…,365) Cantidad de variantes de códigos del MVCR Hora del día (1,...,24) Coeficiente de correlación Salida de la Red Neuronal Artificial Funciones de transferencia de las diferentes capas de neuronas Polarizaciones de las diferentes capas de neuronas kW kW kW kW - K K K 1-24 1-365 kW K K adimensional adimensional adimensional adimensional kW - �ρ g ηb ηm Kv Qve ∆p Vn Qn Hn Vi Vi0 Va Va0 V=N Qa Qi Ha Hi δQ QUTE QUTR A, C h6 h2 h5 h4 WReal h2′ ηs Nc = Pec mR mCPAF h7, h8 θ mr mc tr Densidad del agua Aceleración de la gravedad Rendimiento de la bomba kg/m3 m/s2 adimensional Rendimiento del motor adimensional Coeficiente de variación de flujo en válvulas de equilibrio Caudal en las válvulas de equilibrio Pérdidas de carga en las válvulas de equilibrio Velocidad de rotación nominal de la bomba Caudal nominal de la bomba Altura de carga nominal de la bomba Velocidad de rotación mínima de la bomba Velocidad de rotación mínima inicial de la bomba Velocidad de rotación máxima de la bomba Velocidad máxima inicial de la bomba Velocidad de rotación seleccionada para la bomba Valores mínimos de los caudales calculados para Va Valores mínimos de los caudales calculados para Vi Valores mínimos de las presiones calculadas Va Valores mínimos de las presiones calculadas Vi Cota para el módulo de la diferencia máxima entre los caudales requeridos y calculados en las unidades terminales Caudal requerido en una unidad terminal Caudal real en una unidad terminal Coeficientes de la ecuación de la bomba Entalpía de vapor saturado a la entrada del compresor Entalpía teórica del vapor sobrecalentado a la salida del compresor Entalpía del líquido saturado Entalpía de la mezcla saturada a la entrada del evaporador Trabajo real de compresión Entalpía real del gas refrigerante a la descarga del compresor Rendimiento isentrópico adimensional Potencia eléctrica requerida por el compresor Flujo másico de refrigerante kW kg/s Flujo másico del agua por el evaporador (CPAF) Entalpía del agua a la entrada y la salida del evaporador Factor de diversidad de la carga térmica Flujo másico de agua que retorna en correspondencia con la carga parcial Flujo másico del agua a través del colector común Temperatura de retorno del agua del CSAF kg/s kJ/kg l/h kPa m/s m3/s m rev/min rev/min rev/min rev/min rev/min m3/s m3/s m m m3/s m3/s m3/s adimensional kJ/kg kJ/kg kJ/kg kJ/kg kJ/kg kJ/kg adimensional adimensional kg/s kg/s K �tc t7 CTEi mi Quti ti mHDO CTEHDO MCExh MCxEsc THEsc VME W O Oi Bi c Oc S1, S2 h S i TT P HAOT E TPI Po CTE He Hr Qr Qt Temperatura del agua a través del colector, se considera igual a la temperatura del agua a la salida de la enfriadora Temperatura de entrada del agua al evaporador Carga térmica de enfriamiento de la habitación i Flujo másico en la unidad terminal i Flujo volumétrico del agua en la unidad terminal i (determinado durante el cálculo hidráulico) Temperatura de salida del agua de la unidad terminal i Flujo másico para ocupación especifica HDO Carga térmica de enfriamiento de la ocupación HDO Máxima combinatoria exhaustiva Máxima combinatoria por escalón Total de habitaciones por escalón Máxima cantidad de escalones Cadena de caracteres binarios que representa las HDO Subcadena binaria que representa la cantidad habitaciones D Número binario que representa las variantes de ocupación según la subcadena O en función de HAO Valor de Oi en la base numérica 10 Número de orden de la Ocupación según MVCR Código binario de la ocupación de orden c Secuencias binarias compactas de HAO Paso de la búsqueda del código binario de la ocupación c Orden que ocupa en la lista de ocupaciones la ocupación óptima Contador de variantes de ocupación en la búsqueda exhaustiva simple Producto de MVCR por el tiempo unitario de cómputo necesario para calcular Z' para una variante de ocupación Paso del escalón en la búsqueda escalonada Valor máximo del paso del escalón Número de veces que será aplicado el método exhaustivo simple según los escalones del método exhaustivo escalonado. Tamaño de la población inicial para la optimización mediante algoritmo genético Cantidad de individuos da la población inicial Carga térmica de enfriamiento promedio para los días de ocupación para los cuales se realiza la optimización Valor de consigna de la presión de envío del CSAF Presión en el nodo de retorno de la red hidráulica Caudal requerido para la ocupación que se evalúa Caudal total requerido para la ocupación máxima K K kW kg/s m3/s K kg/s kW número entero positivo número entero positivo número entero positivo número entero positivo número entero positivo número entero positivo número entero positivo número entero positivo s número entero positivo número entero positivo número entero positivo número entero positivo número entero positivo kW m m m3/s m3/s �Incp.Q EGC t TBExh(1) Mayor incumplimiento de caudal en las unidades terminales seleccionadas Cantidad de evaluaciones al generar los códigos para una optimización determinada Tiempo computacional para determinar la solución óptima Total de búsquedas exhaustivas de paso 1 para cualquier variante de HAO y D % número entero positivo s número entero positivo ACRÓNIMOS UTILIZADOS Acrónimo VV EOCE SCCAH CSAF UABC RNA PTCT MES CENDA SS.TT ACS CPAC R22 CPAF PID PVC ASHRAE NC BC ARMAX ASSI CAD EROS SME IE SCADA TA MTH Significado Variador de Velocidad Estrategia de Ocupación bajo Criterios Energéticos Sistema de Climatización Centralizado por Agua Helada (todo-agua) Circuito Secundario de Agua Fría Universidad Autónoma de Baja California Redes Neuronales Artificiales Proyecto Territorial de Ciencia y Técnica Ministerio de Educación Superior Centro Nacional de Derechos de Autor Servicios Técnicos (departamentos de mantenimiento de los hoteles cubanos) Agua Caliente Sanitaria Circuito Primario de Agua Caliente Refrigerante freón 22 Circuito Primario de Agua Fría Proporcional Integral Derivativo Tuberías plásticas Sociedad Americana de Ingenieros en Calefacción Refrigeración y Aire Acondicionado Norma Cubana Bombas Centrífugas Autoregresión con Variable Exógena Análisis y Síntesis de Sistemas de Ingeniería Diseño Asistido por Computadora Sistema de supervisión y monitoreo industrial, desarrollado por el Grupo EROS de la Empresa de Servicios Técnicos de Computación, Comunicaciones y Electrónica del Níquel Sistema de Mayor Envergadura Indicador de Eficiencia Control de Supervisión y Adquisición de Datos Tour and Andersson Modelo Termo-Hidráulico �ANEXOS �ANEXOS ANEXO 1 TRABAJOS DESARROLLADOS POR EL AUTOR RELACIONADOS CON EL TEMA DE LA INVESTIGACIÓN Tesis de maestría: Disminución del consumo energético en los Circuitos Secundarios de Agua Fría de la Climatización Centralizada en hoteles. Maestría en Electromecánica, ISMM, 2004. Publicaciones en revistas como autor principal: 1. Climatización distribuida en hoteles: alternativa para el uso racional de la energía eléctrica. Revista Retos Turísticos, número 3, volumen 6, p.10-16, 2007. ISSN 1681-9713. 2. Aplicación del toolbox - matlab en la estimación de Gestión Total Eficiente de Energía en Moa, Holguín, Cuba. Revista Ingeniería, Investigación y Desarrollo, Universidad Politécnica y Tecnológica de Colombia, número 2, volumen 7, p.39-44, 2009. ISSN 1900-771X. 3. Predicción del consumo de electricidad y Gas LP en un hotel mediante redes neuronales artificiales. Revista Energética, Instituto de Energía de la Facultad de Minas, Universidad Nacional de Colombia, Sede Medellín, número 42, p.21-28, julio - diciembre 2009. ISSN 0120-9833. 4. Caudal variable en la climatización centralizada de hoteles (parte 1). Revista Retos Turísticos, Universidad de Matanzas, número 3, volumen 9, p.42-49, 2010. ISSN 1681-9713. 5. Carga térmica y consumo energético en edificación turística con climatización centralizada a flujo variable. Revista Universidad, Ciencia y Tecnología, Universidad Nacional Experimental Politécnica “Antonio José de Sucre”, Venezuela, número 61, volumen 15, p.196-202, 2011. ISSN 1316-4821. 6. Caudal variable en la climatización centralizada de hoteles (parte 2). Revista Retos Turísticos, Universidad de Matanzas, número 1, volumen 11, p.3-10, 2012. ISSN 1681-9713. 7. Análisis y síntesis de la operación de circuitos secundarios de agua fría en climatización centralizada. Revista Ingeniería Mecánica, Instituto Superior José Antonio Echavarría, La Habana, Cuba, número 2, volumen 15, mayo - agosto 2012, p. 83-94. ISSN 1815-5944. 8. Aspectos relacionados con el control del flujo secundario de agua en climatización centralizada. Revista Ingeniería Investigación y Tecnología, Facultad de Ingeniería, Universidad Autónoma de México, número 3, volumen XIII, p.307-313, julio - septiembre 2012. ISSN 1405-7743. Publicaciones en eventos científicos como autor principal (2005-2013): 1. Diagnósticos Energéticos y su influencia en la gestión empresarial en hoteles. III Convención “Entorno Agrario 2005”, Sancti Spiritus. ISBN 959-250-219-6. 2. Eficiencia energética mediante la climatización localizada en hoteles con habitaciones bungalow. 4to Taller Internacional de Energía y Medio Ambiente, Cienfuegos, 2006. ISBN 959-257-110-4. 3. Algunos aspectos de la Tecnología de la Gestión Total Eficiente de la Energía aplicados en hoteles de la provincia de Holguín. 5to Taller Internacional de Energía y Medio Ambiente, I �ANEXOS 2008, Cienfuegos. ISBN 978-959-257-186-0. 4. Evaluación del sistema de climatización de un restaurant buffet. 5to Taller Internacional de Energía y Medio Ambiente, 2008, Cienfuegos. ISBN 978-959-257-186-0. 5. Agua Caliente Sanitaria en hoteles: realidades y evaluación de las condiciones operacionales. 5to Taller Internacional de Energía y Medio Ambiente, 2008, Cienfuegos. ISBN 978-959257-186-0. 6. Caudal variable en la impulsión del agua fría de la climatización centralizada en hoteles. Convención Internacional de la Ingeniería en Cuba. 2008. Matanzas. ISBN 978-959-247058-3. 7. Caudal variable y carga de enfriamiento anual: oportunidades para el ahorro de energía en la climatización centralizada de hoteles. 6to Taller Internacional de Energía y Medio Ambiente, Cienfuegos, 2010. ISBN 978-959-257-231-7. 8. Circuitos Secundarios de Agua Fría en la climatización centralizada de hoteles: pruebas de explotación desde computadora. 6to Taller Internacional de Energía y Medio Ambiente, Cienfuegos, 2010. ISBN 978-959-257-231-7. 9. Ajuste del controlador y red neuronal artificial multivariable para circuitos secundarios de agua fría en climatización centralizada. III ENERMOA, Fórum Tecnológico Especial de Energía, 2010, Moa. ISBN 978-959-16-1216-8. 10. Aspectos termo-hidráulicos en la operación de circuitos secundarios de agua fría a caudal variable en climatización centralizada. III ENERMOA, Fórum Tecnológico Especial de Energía, 2010. ISBN 978-959-16-1216-8. 11. Análisis y síntesis de la operación de circuitos secundarios en la climatización centralizada a flujo variable: aspectos termo-hidráulicos. X Congreso Internacional de Ingeniería Hidráulica y VI Seminario Internacional de Ingeniería Hidráulica, 2011. ISBN 978-959-247-082-8. 12. Análisis y síntesis para la optimización energética de la operación en climatización centralizada a flujo variable. I Conferencia Internacional de la Universidad de Sancti Spiritus, YAYABOCIENCIA 2011. ISBN 978-959-250-703-6. 13. Carga térmica en climatización centralizada a flujo variable. I Conferencia Internacional de la Universidad de Sancti Spiritus, YAYABOCIENCIA 2011. ISBN 978-959-250-703-6. 14. Climatización Centralizada a flujo variable: optimización energética de la operación. XXXIII Convención Panamericana de Ingenierías, 2012, La Habana, ISBN 978-959-247-094-1. 15. Selección de modelos de cargas térmicas basados en redes neuronales artificiales y la ocupación que minimiza el trabajo de compresión. 7mo Taller Internacional de Energía y Medio Ambiente, Cienfuegos, 2012. ISBN 978-959-257-323-9. 16. Climatización centralizada a flujo variable: optimización energética de la operación. 7mo Taller Internacional de Energía y Medio Ambiente, Cienfuegos, 2012. ISBN 978-959-257323-9. 17. Análisis y síntesis de la operación de circuitos secundarios de agua fría en climatización centralizada. 16 Convención Científica de Ingeniería y Arquitectura, VIII Seminario Euro Latinoamericano de Sistemas de Ingeniería, 2012. La Habana. ISBN 978-959-261-405-5. 18. Aspectos relacionados con el control del flujo secundario de agua en climatización centralizada. 16 Convención Científica de Ingeniería y Arquitectura, VIII Seminario Euro Latinoamericano de Sistemas de Ingeniería, 2012. La Habana. ISBN 978-959-261-405-5. II �ANEXOS 19. Algunas respuestas termo-hidráulicas y energéticas de un sistema de Climatización Centralizado en un edificio de un hotel. IV ENERMOA, Fórum Tecnológico Especial de Energía, Moa, 2012. ISBN 978-959-16-2067-5. 20. Análisis sistémico de la operación de los circuitos secundarios de agua fría en climatización centralizada de hoteles. VI Conferencia Científica Internacional, Holguín, 2013. ISBN 978959-16-2138-2. 21. Optimización operacional de redes hidráulicas para la climatización centralizada a flujo variable en hoteles. XI Congreso Internacional de Ingeniería Hidráulica, Ciego de Ávila, 2013. ISBN 978-959-247-106-1. 22. Respuestas termo-hidráulicas en un sistema de climatización centralizado todo-agua en un hotel turístico. Jornada Internacional de Ingeniería Mecánica, Eléctrica, Industrial y ramas a fines, La Habana, 2013. ISBN 978-959-247-110-8. Trabajos de diploma tutorados (2002-2013): 1. Estudio del sistema de Climatización Centralizado del Hotel “LTI Costa Verde Beach Resort”, 2002. 2. Bases para la Gestión Energética en los Sistemas de Suministro Eléctrico en instalaciones Hoteleras, 2003. 3. Variadores de Velocidad en los sistemas de Climatización Centralizados en Hoteles, 2003. 4. Estudio de los sistemas secundarios de agua fría de la climatización centralizada en hoteles, 2004. 5. Análisis de los regímenes de explotación de los sistemas de impulsión de agua fría y caliente en el hotel Blau Costa Verde, 2007. 6. Diagnostico energético del hotel Miraflores, 2007. 7. Gestión energética en el hotel Miraflores, 2008. 8. Redes hidráulicas en la climatización centralizada de hoteles, 2008. 9. Herramientas para predicción energética aplicadas en el hotel Blau Costa Verde, 2009. 10. Componentes de la climatización centralizada en hoteles: propuestas para racionalizar el consumo energético, 2009. 11. Sistema automático de medición para variables termo-hidráulicas en la climatización centralizada del hotel Blau Costa Verde, 2009. 12. Comportamiento del motor de inducción en la climatización centralizada de hoteles, 2009. 13. Aspectos relacionados con el control de los circuitos secundarios de agua fría de la climatización centralizada en el Hotel Blau Costa Verde, 2010. 14. Procedimiento para estimar y reducir el consumo de electricidad en un circuito secundario de agua fría en la climatización centralizada, 2010. 15. Evaluación del sistema de climatización del hotel Miraflores su incidencia en la calidad del aire y en el consumo energético, 2010. 16. Red hidráulica y requerimientos de potencia eléctrica en climatización centralizada a flujo variable, 2011. 17. Evaluación termo-energética de la operación de un circuito secundario de agua fría a flujo variable en climatización centralizada, 2012. 18. Propuesta de una estrategia de control para los circuitos secundarios de agua fría a flujo III �ANEXOS variable de la climatización del hotel Blau Costa Verde, 2013. 19. Sistema CAD para el diseño de los circuitos secundarios de agua fría en la climatización centralizada de hoteles turísticos, 2013. Tesis de maestría tutoradas: 1. Pronóstico del consumo de energía eléctrica en el hotel Porto Santo. Maestría en Electromecánica, 2010. 2. Gestión Energética en el Hotel Playa Pesquero. Maestría en Eficiencia Energética, 2011. 3. Procedimiento para el diseño de Sistemas Secundarios de Climatización Centralizada por Agua Fría. Maestría en CAD/CAM, UHo, 2011. 4. Pronóstico de la demanda de energía eléctrica mediante algoritmos genéticos. Maestría en Eficiencia Energética, 2011. Registro CENDA: La disminución del consumo energético en circuitos secundarios de agua fría de la climatización centralizada de hoteles, 2007. Premios CITMA provincial de Innovación Tecnológica: 1. La Automatización Industrial y el uso racional de la energía en el sector empresarial como fuente para el incremento de la eficiencia energética”, 2002 (coautor). 2. Soluciones y herramientas para la gestión energética en el sector de los servicios, 2007 (autor principal). Proyectos de investigación (2007-2013): 1. Proyecto ramal del MES (7.14) desarrollado entre la Universidad de Cienfuegos, la Universidad Central de las Villas y el Instituto Superior Minero Metalúrgico de Moa, “Eficiencia energética de sistemas de climatización centralizados tipo todo-agua”, participante. 2. Proyecto territorial de investigación – desarrollo e innovación tecnológica (PTCT 17/08), “Modelación, simulación y control de los circuitos de impulsión de agua fría y agua caliente en hoteles para las condiciones de explotación en Cuba”, coordinador. 3. Proyecto para estancia de estudios avanzado de posgrado en el Instituto de Ingeniería de la Universidad Autónoma de Baja California, México. “Eficiencia energética en los sistemas de climatización centralizados por agua helada en hoteles”, coordinador. 4. Proyecto Empresarial 1711, entre la Empresa de Automatización Integral y la Universidad de Ciego de Ávila Máximo Gómez Báez, “Procedimiento tecnológico para el proceso de supervisión y control energético en hoteles cubanos”, participante. 5. Proyecto Universitario, “Energía y Turismo: una mirada desde el mantenimiento y la explotación hotelera” (PU1232), coordinador. IV �ANEXOS ANEXO 2 CONEXIONES BÁSICAS DE LOS SISTEMAS DE CLIMATIACIÓN CENTRALIZADOS TODO-AGUA Figura 1. Sistema de Climatización Centralizado Todo-Agua [7]. Las flechas azules indican los fluidos del agua fría y las rojas el sistema de ACS. Figura 2. Red hidráulica mallada con retorno directo empleada en los CSAF a) Esquema general simplificado [46] b) unidades conectadas horizontalmente [92] y c) unidades conectadas verticalmente [92]. V �ANEXOS Figura 3. Configuración estándar de los SCCAH a flujo variable [57]. Figura 4. Sistema de distribución con bombas individuales para cada zona [57]. VI �ANEXOS ANEXO 3 CARACTERÍSTICAS OPERACIONALES Y PARÁMETROS DE LAS UNIDADES TERMINALES (FAN-COIL) Las unidades terminales más utilizadas en los SCCAH son los fan-coil. Estas unidades para las condiciones tropicales solo trabajan para climatizar, por lo que se le denomina de dos tubos. Estas unidades terminales pueden trabajar asociadas a sistemas a flujo constante (válvulas de control de tres vías) o en sistemas a flujo variable (válvulas de control de dos vías). En la Figura 1 aparece una vista general de los fan-coil básicos modelos FBHA de FRIOCLIMA. Estas unidades son las más utilizadas en Cuba en toda su variedad de capacidades. Figura 1. Unidades terminales básicas fan-coil modelos FBHA [77]. Unidades terminales emplazadas en el hotel caso de estudio (FCX 42 y FCX 50) Figura 2. Unidades terminales de la familia FCX [170]. VII �ANEXOS Tabla 1. Datos técnicos de las unidades terminales de diferentes capacidades [170]. Figura 3. Caída de presión en las unidades terminales con relación al flujo [170]. VIII �ANEXOS ANEXO 4 ESPECIFICACIONES DE LAS VÁLVULAS PARA EL EQUILIBRADO DE LAS REDES HIDRÁULICAS Figura 1. Módulo de equilibrado formado por un ramal con varios terminales [87]. Figura 2. Válvulas de equilibrado y reguladores de presión [86]. Tabla 1. Relación Kv y número de vueltas de las válvulas STA-DR DN 15, 20 y 25 [86]. IX �ANEXOS y = 0,0453x5 - 0,6301x4 + 2,9999x3 - 5,6705x2 + 4,6923x - 1,0592 R² = 0,9994 5 4 Kv 3 2 1 0 0 1 2 Vueltas 3 4 5 Figura 3. Relación Kv y número de vueltas de la válvula STA-DR DN 25. Tabla 2. Relación Kv y número de vueltas de diferentes válvulas de equilibrado con diámetros nominales desde 10 hasta 50 mm [86]. y = -0.3295x4 + 2.8558x3 - 7.2646x2 + 9.6435x - 1.5884 2 R = 0.9996 25 Kv 20 15 10 5 0 0 1 2 3 4 5 vueltas Figura 4. Relación Kv y número de vueltas de la válvula STAD DN 40. X �ANEXOS Tabla 3. Relación Kv y número de vueltas de diferentes válvulas de equilibrado con diámetros nominales desde 20 hasta 80 mm [86]. 140 y = -0,119x4 + 1,6287x3 - 4,3968x2 + 6,6918x + 0,1514 R² = 0,9991 120 100 Kv 80 60 40 20 0 0 2 4 6 8 10 Vueltas Figura 5. Relación Kv y número de vueltas de la válvula STAF DN 80. XI �ANEXOS ANEXO 5 SISTEMA AUTOMÁTICO DE MEDICIÓN UTILIZADO EN LA INSTALACIÓN EXPERIMENTAL El SCADA escogido fue el EROS, un sistema de supervisión y control de procesos que se destaca por la facilidad con que puede ser operado y configurado, ofreciendo funcionalidades predeterminadas (estadísticas, alarmas, recetas, datos históricos). Posee una capa de red poderosa, que a través del protocolo TCP-IP, habilita la comunicación entre diferentes computadoras que ejecutan el EROS, lo que permite la operación remota. La estructura de red en estrella que se implementó en el hotel consta de los elementos que se aprecian en la Figura 1. Figura 1. Estructura general del sistema automático de medición. De forma general el sistema mide las variables presentes en la siguiente Tabla 1. Tabla 1. Principales variables medidas con el SCADA EROS en un CSAF y en el SCCAH. Nº Nombre de la variable Símbolo Unidad 1 Presión de envío del circuito secundario de agua fría pecsaf Bar 2 Temperatura de envío del circuito secundario de agua fría Tecsaf o 3 Temperatura de retorno del circuito secundario de agua fría Trcsaf o 4 Presión de retorno del circuito secundario de agua fría prcsaf Bar 5 Temperatura ambiente Tamb o 6 Temperatura de envío del circuito primario de agua caliente Tecpac o 7 Temperatura de retorno del circuito primario de agua caliente Trcpac o 8 Temperatura de envío de agua caliente Teac o 9 Temperatura de retorno de agua caliente Trac o C C C C C C C XII �ANEXOS Para la medición de esta variable se emplearon termo-resistencias PT 100 con convertidor en el cabezal, con rangos de medición 0 a 100°C y de 0 a 600°C. En el caso de la presión se utilizó el transmisor SITRANS P, Modelo DS III, Tipo: 7MF-4433-1DA00-1AA1-Z con rango de 1- 15 bar. Para la visualización de las variables se diseñó la ventana que se muestra en la Figura 2 donde aparece el flujo tecnológico y visualiza las magnitudes. La resolución de la visualización de los gráficos de las variables puede se de 1, 3, 5, 10, 30 s y de 1, 3, 6 min. Figura 2. Ventana principal del SAM. Las variables posee un conjunto de etiquetas que permiten: ponerlas visibles; reflejarlas con una línea gruesa; y visualizar los valores puntuales, mínimos, máximos y filtrado según desee el operador. La comunicación del sistema es mediante Ethernet de tecnología 10 BaseT con una velocidad de transmisión de 10 Mbps y la frecuencia de muestreo empleada por el sistema fue de 250 ms. A continuación se presentan determinadas pruebas realizadas con el SAM. XIII �ANEXOS kW 0 0 1 18 35 52 69 86 103 120 137 154 171 188 205 222 239 256 273 290 Habitaciones Ocupadas Figura 3. Desempeño del controlador del VV ante el cambio de consigna de 5 a 4,5 bar. 6000 70 60 5000 50 4000 40 3000 30 2000 20 1000 10 Habitaciones ocupadas kW Figura 4. Prueba escalonada de cierre y apertura completa de patinejos y su efecto en la potencia del motor de inducción operando a presión constante el CSAF. En esta prueba se comprobó el efecto del cambio de la cantidad de habitaciones ocupadas en la potencia de la bomba. Para ello por cuestiones de accesibilidad, se mantuvieron cerrados los patinejos tres, cuatro, seis y siete (Patinejos EF, GH, KL y MN de la Figura 3.2) de los nueve existentes, y el resto se fue conectando y desconectando escalonadamente (uno, dos, cinco, ocho y nueve, que representen los patinejos AB, CD, IJ, OP y RQ de la Figura 3.2). Las pruebas se realizaron a presión constante de 4,5 bar de presión (45,9 mca) con el correspondiente control del variador de velocidad. Figura 5. Comportamiento promedio de la temperatura ambiente durante 25 días. XIV �ANEXOS ANEXO 6 METODOLOGÍA E INFORMACIONES UTILIZADAS POR EL SIMULADOR DE CARGAS TÉRMICAS Los aspectos conceptuales y los procedimientos de cálculo que se utilizan en el presente trabajo están basados en la obra “Comportamiento Térmico de Edificios” [65], en la cual se resaltan los epígrafes relacionados con los parámetros climatológicos y de la construcción, las ganancias de calor y la potencia enfriamiento. Los aspectos teóricos se sustentan principalmente en manuales de la Sociedad Americana de Ingenieros en Calefacción, Refrigeración y Aire Acondicionado (ASHRAE por sus siglas en inglés). Estos conceptos y procedimientos, así como la metodología que proponen en el método de Funciones de Transferencia, han sido adaptados a las condiciones y requerimientos regionales, instrumentados con sistemas computacionales e integrados con datos climatológicos y parámetros técnicos y económicos locales, de tal forma que permiten construir paquetes de simulación para casos específicos. El método de las funciones de transferencia es considerado uno de los más precisos para el cálculo térmico. Otros métodos están considerados como simplificaciones del mismo. La metodología requiere del uso de funciones de transferencia por conducción y de factores de ponderación, de coeficientes para el cálculo de transmitancia y absorbancia en vidrio y de coeficientes normalizados para funciones de transferencia al aire del espacio, entre otros. Estos factores y coeficientes son obtenidos de bases de datos y de manuales de ASHRAE. Esta metodología ha sido aplicada a casos específicos, y sus resultados parciales y totales han sido validados mediante medición y monitoreo de campo. El esquema metodológico pretende adecuar los resultados proporcionados por esta metodología a las particularidades constructivas y económicas de cada región. En la Figura 1 se describe gráficamente la metodología general orientada a la evaluación de aislamientos para una zona geográfica particular pero su esquema general es válido para cualquier alternativa a analizar en referencia al uso del equipamiento de climatización. Los procedimientos de cálculo establecidos por el Método de Funciones de Transferencia por Conducción (MFTC) son ampliamente utilizados (en diferente grado) por una buena parte de los simuladores comerciales, en especial por aquellas firmas dedicadas a proyectar sistemas de acondicionamiento ambiental, bufetes de ingeniería, proveedores y fabricantes de equipos de aire acondicionado. Sin embargo, la metodología se puede adaptar para considerar las condiciones de las zonas de interés. XV �ANEXOS Figura 1. Esquema metodológico del simulador térmico de edificios de la UABC [65]. Generalidades para el cálculo de las cargas térmicas mediante el simulador térmico de edificios de la UABC. Los cálculos fundamentales que realiza el simulador se concentran en determinar: - Ganancias instantáneas de calor - Potencia de enfriamiento - Rapidez de retiro de calor Ganancia instantánea de calor: Es la rapidez a la cual el calor entra o es generado en el espacio en un instante de tiempo dado. Se clasifica por la manera en la cual el calor entra al espacio y puede ser sensible o latente. XVI �ANEXOS Potencia (o carga) de enfriamiento: Se define como la rapidez a la cual el calor debe ser removido desde el recinto para mantener la temperatura del aire del mismo a un valor constante. Rapidez de retiro de calor: Es la rapidez a la cual la energía es removida del espacio acondicionado por el sistema de climatización. Dentro de las hojas de cálculo con que cuenta el simulador térmico se destacan: - Data2: Hoja de cálculo de los datos. - GVP4SW: Ganancias instantáneas de calor por ventanas y pisos. - GT4SW: Ganancias instantáneas de calor por el techo. - GS4SW: Ganancias instantáneas de calor por la pared sur. - GO4SW: Ganancias instantáneas de calor por la pared oeste. - GN4SW: Ganancias instantáneas de calor por la pared norte. - GE4SW: Ganancias instantáneas de calor por la pared este. - MEX1TH: Cálculo de la temperatura ambiente horaria de un día a la vez. - MEX2TAS: Temperaturas aire – sol. - HG: Horas grado de la localidad. - RCAA: Retiro de calor del aire acondicionado. - SCR4W: Hoja de cálculo principal donde a través de macros y la iteración con las demás hojas de cálculo es posible obtener el RCAA, el RCAAmax, la Carga de enfriamiento horaria y máxima además de la capacidad frigorífica necesaria para las condiciones máximas de CE. - CE4SW: Resumen del cálculo de la carga de enfriamiento en todas las variantes - Resultados: Distribución de la carga de enfriamiento de la zona a analizar así como el comportamiento de la facturación eléctrica debida a la climatización. Parámetros fundamentales correspondientes al edificio en análisis del caso de estudio Datos que se introducen en Data2: Área de zona: En esta tabla se introducen las dimensiones de la Zona en cada una de las paredes norte, sur, este y oeste de las cuales se especifican si tienen asolamiento directo o constituye una pared interior. Tipo de muro: A partir de estos datos se determinan las resistencias térmicas de cada muro. El más común es el de tipo 5 (Block concreto pesado de 4" con 2", 3", 4" de aislamiento exterior (R = 8.6, o R = 11.9 o R = 15.2), Ladrillo común de 4" con 1" o 2" de aislamiento interior, Block de concreto pesado de 8" sin aislar (R = 2.3) XVII �ANEXOS Tabla .1 Parámetros de los materiales de los muros [65] Material de muros Resistencia externa Cartón de yeso (prefabricado) Acabado interior mortero 1.5 cm Aislamiento, 2" de poliestireno Acabado exterior 1" de mortero cemento-arena Block de concreto pesado de 8 pulgadas Ladrillo 8" Resistencia interna Código ASHRAE A0 A6 E1 B6 E1 C8 C9 E0 R °F ft h/btu 0.33 0 0.12 0 0.2 1.11 0 0.69 2 Tipo de Clima: Se elige el clima seco o el húmedo. Eficiencia del Sistema de Climatización (SEER), kBtu/kW·h: La eficiencia seleccionada es la 7 debido al tiempo de trabajo pronunciado con que cuentan las unidades terminales, fan-coil. Dimensiones del techo: En este caso además se definen la absortividad en 0,75 y la emitancia en 0.9 de la superficie. Se calcula la resistencia térmica a partir de la selección adecuada del tipo de material según las tablas. Coeficientes de ponderación del espacio: Se eligen en tablas y toman como referencia el tipo de construcción quedando definidos estos factores para la conducción, para la radiación solar, la iluminación y las personas. Tabla 2. Coeficientes de ponderación de los espacios V0 V1 V2 W1 W2 V0 V1 V2 W1 W2 Zona sencilla Solar Iluminación 0.50938 0.76250 -0.50975 -0.83070 0.07234 0.15957 -1.23424 -1.15317 0.30621 0.24454 Planta alta sencilla Conducción Solar Iluminación 0.75762 0.64714 0.77412 -0.82615 -0.66489 -0.83530 0.19592 0.15042 0.18820 -1.18756 -1.20650 -1.16479 0.31495 0.33917 0.29180 Conducción 0.74638 -0.85521 0.17795 -1.24007 0.30918 Personas 0.74364 -0.80510 0.15283 -1.15317 0.24454 Personas 0.72296 -0.77445 0.17888 -1.18756 0.31495 XVIII �ANEXOS V0 V1 V2 W1 W2 V0 V1 V2 W1 W2 V0 V1 V2 W1 W2 V0 V1 V2 W1 W2 V0 V1 V2 W1 W2 Planta intermedia sencilla Conducción Solar Iluminación Personas 0.65175 0.44732 0.67638 0.64621 -0.53539 -0.32159 -0.64743 -0.51349 0.06284 0.04671 0.13093 0.05649 -0.95883 -1.03459 -1.08659 -0.94695 0.13803 0.20703 0.24647 0.13616 Planta baja sencilla Conducción Solar Iluminación Personas 0.68978 0.51355 0.65949 0.63528 -0.72759 -0.54853 -0.75400 -0.72078 0.12275 0.10957 0.16741 0.16062 -1.13188 -1.22374 -1.24573 -1.21626 0.21682 0.29833 0.31855 0.29138 Planta alta perimetral CONDUCC. SOLAR ILUMINAC PERSONAS 0.66899 0.41021 0.67804 0.67019 -0.67904 -0.32679 -0.71093 -0.67932 0.12434 0.04249 0.15065 0.14730 -1.14230 -1.26216 -1.16748 -1.16007 0.25659 0.38807 0.28524 0.29824 Planta intermedia perimetral Conducción Solar Iluminación Personas 0.56769 0.36541 0.59787 0.55662 -0.52299 -0.25218 -0.72240 -0.47314 0.09305 0.03508 0.19604 0.06678 -1.07790 -1.03582 -1.34898 -1.01246 0.21565 0.18413 0.42049 0.16272 Planta baja perimetral Conducción Solar Iluminación 0.61675 0.42929 0.56869 -0.68518 -0.46375 -0.63699 0.13231 0.09600 0.12348 -1.20074 -1.27867 -1.21902 0.26462 0.34021 0.27419 Personas 0.57748 -0.63235 0.11875 -1.20074 0.26462 Estos tipos de construcción se traducen en: - Una sola planta, todos muros exteriores - Planta alta, todos muros exteriores - Planta intermedia, todos muros exteriores - Planta baja, todos muros exteriores - Planta alta, al menos un muro exterior - Planta intermedia, al menos un muro exterior XIX �ANEXOS - Planta baja, al menos un muro exterior Tabla 3. Ocupación e Iluminación. Hora Personas Iluminación % usado Hora Personas Iluminación % usado 1 2 10% 13 0 10% 2 2 10% 14 0 10% 3 2 10% 15 0 10% 4 2 10% 16 0 10% 5 2 10% 17 2 60% 6 2 10% 18 2 60% 7 2 60% 19 0 10% 8 0 10% 20 0 10% 9 0 10% 21 0 10% 10 0 10% 22 0 10% 11 2 10% 23 2 40% 12 0 10% 24 2 20% Se introducen los equipos que se encuentran dentro del espacio a climatizar con sus respectivos parámetros de potencia, cantidades y el horario que regularmente trabajan. Tabla 4. Fuentes de emisión de calor latente. Fuentes Lámparas Televisor Refrigerador Secador de pelo Bombillo del baño Bombillo de aplique baño Bombillo del pasillo Potencia (W) 15 50 78 900 13 12 12 Cantidad 3 1 1 1 2 2 1 Datos de la localidad Tabla 5. Valores máximos y mínimos de temperatura ambiente para un año promedio. Día 1 2 3 4 5 6 7 8 9 Tmin Tmax Día Tmin Tmax Día Tmin Tmax Día Tmin Tmax Día Tmin Tmax 24.7 22.0 21.2 22.5 23.5 22.6 24.1 24.1 24.1 24.2 24.0 23.2 24.2 24.6 24.4 24.6 24.7 23.4 25.2 24.7 24.6 25.2 24.0 25.9 25.8 24.6 23.6 27.7 27.3 27.3 25.5 24.7 26.9 28.0 28.1 27.7 25.6 27.4 27.0 27.7 26.1 25.9 26.6 26.6 25.5 27.1 27.0 23.8 23.9 25.4 26.1 26.4 25.4 25.6 74 75 76 77 78 79 80 81 82 27.3 27.8 27.5 26.6 25.5 26.7 26.3 26.0 26.5 147 148 149 150 151 152 153 154 155 29.0 29.7 28.8 28.7 28.2 28.7 29.5 29.5 30.1 220 221 222 223 224 225 226 227 228 31.0 30.7 31.1 31.6 31.6 31.8 31.0 31.4 30.1 293 294 295 296 297 298 299 300 301 29.9 29.8 29.6 29.8 29.3 29.6 29.6 29.6 28.4 XX �ANEXOS 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43 44 45 46 47 48 49 50 51 52 53 54 55 56 57 58 59 60 61 23.4 24.4 21.9 21.1 24.5 24.4 24.5 24.9 25.4 25.6 25.4 25.0 25.4 25.2 24.8 25.0 25.0 24.9 23.4 23.2 22.8 23.6 24.7 22.3 24.0 25.4 23.7 24.3 24.6 22.1 24.8 24.3 24.0 24.5 21.6 21.1 23.0 23.5 23.7 23.4 21.3 24.2 24.7 22.1 24.6 24.6 24.0 24.3 21.3 23.6 25.3 25.5 25.6 26.1 26.8 26.8 26.8 26.8 26.4 26.8 26.9 27.9 27.0 27.1 26.7 27.2 27.2 26.9 26.4 26.8 25.0 24.6 25.1 25.7 26.5 27.4 27.2 27.1 27.0 26.3 26.3 26.8 26.8 26.6 26.6 26.4 27.9 28.2 27.8 27.2 25.8 25.7 25.1 26.2 26.9 27.4 27.0 26.8 27.0 27.8 27.7 27.1 27.4 27.5 83 84 85 86 87 88 89 90 91 92 93 94 95 96 97 98 99 100 101 102 103 104 105 106 107 108 109 110 111 112 113 114 115 116 117 118 119 120 121 122 123 124 125 126 127 128 129 130 131 132 133 134 22.8 22.0 24.0 24.3 24.5 24.7 25.0 23.0 23.8 24.7 25.3 25.0 25.1 25.1 24.0 22.0 25.1 25.0 25.4 24.8 25.1 22.4 22.6 22.9 23.6 24.4 25.0 25.0 22.4 22.0 22.0 20.5 24.3 24.8 24.2 25.8 25.0 23.6 25.0 24.7 24.0 23.5 25.6 24.4 24.7 24.4 25.2 23.8 24.9 24.4 23.2 24.3 27.4 26.2 24.8 26.1 26.2 27.5 27.2 26.1 26.6 26.4 26.5 26.8 26.8 27.7 28.5 28.5 28.1 28.3 28.2 27.7 27.8 28.2 27.1 24.6 26.2 26.6 28.4 28.2 28.9 27.6 28.0 28.3 27.8 27.8 28.5 28.0 28.2 28.2 27.9 28.6 27.5 28.5 28.7 28.8 28.8 28.7 30.4 30.1 29.4 29.9 27.0 28.5 156 157 158 159 160 161 162 163 164 165 166 167 168 169 170 171 172 173 174 175 176 177 178 179 180 181 182 183 184 185 186 187 188 189 190 191 192 193 194 195 196 197 198 199 200 201 202 203 204 205 206 207 26.4 27.4 26.6 26.8 26.2 25.3 25.3 25.8 24.6 25.3 25.9 24.9 26.2 26.6 26.2 27.6 27.2 27.3 27.9 28.0 28.1 27.6 26.0 26.5 26.4 26.9 26.2 26.3 26.3 27.7 28.0 27.9 28.0 27.9 27.8 27.9 27.9 28.0 27.7 27.7 28.0 27.8 27.0 27.9 26.9 27.9 27.0 26.1 26.2 28.0 28.0 27.9 29.5 29.7 28.4 29.5 29.6 29.3 29.6 29.3 29.1 29.4 29.2 29.8 30.0 29.8 29.8 30.4 30.2 30.0 30.1 29.9 30.4 29.5 30.6 29.5 30.5 30.3 30.3 30.3 30.4 30.1 29.7 30.1 29.7 29.9 30.4 30.5 30.2 30.2 30.2 30.2 30.4 30.5 30.4 30.2 29.6 30.2 29.7 30.5 30.6 30.2 30.5 30.7 229 230 231 232 233 234 235 236 237 238 239 240 241 242 243 244 245 246 247 248 249 250 251 252 253 254 255 256 257 258 259 260 261 262 263 264 265 266 267 268 269 270 271 272 273 274 275 276 277 278 279 280 27.0 28.1 27.4 27.3 27.5 27.3 25.5 25.2 27.1 27.0 28.3 27.9 27.3 27.2 26.4 25.9 26.1 27.6 26.5 25.5 25.3 25.3 23.5 27.6 28.7 28.2 26.1 26.3 28.2 26.9 25.7 24.2 24.4 24.7 25.1 25.9 26.2 26.3 27.7 26.1 25.9 25.8 26.2 26.6 25.3 24.5 25.2 25.3 26.1 26.3 25.2 25.7 29.4 30.7 30.3 30.5 31.0 30.7 31.0 30.0 30.7 30.5 30.7 30.4 30.2 30.5 30.4 30.2 29.2 29.8 31.6 30.3 31.2 31.0 31.6 30.7 30.7 30.7 30.8 31.1 32.0 30.2 29.8 30.3 30.0 30.3 30.6 30.4 30.9 30.2 30.7 30.5 30.4 30.9 31.0 30.0 28.8 30.4 30.0 29.8 29.5 29.9 29.9 29.8 302 303 304 305 306 307 308 309 310 311 312 313 314 315 316 317 318 319 320 321 322 323 324 325 326 327 328 329 330 331 332 333 334 335 336 337 338 339 340 341 342 343 344 345 346 347 348 349 350 351 352 353 26.0 25.1 26.0 25.5 24.9 23.8 23.9 25.7 26.2 26.5 26.0 25.5 24.9 24.7 26.4 26.5 26.5 24.3 22.5 25.6 25.5 24.2 24.6 25.1 25.2 24.9 25.1 24.2 23.3 25.3 24.9 22.9 22.6 24.0 23.9 24.6 22.7 21.7 23.4 24.4 25.5 25.5 25.3 25.7 23.1 24.9 24.5 25.6 24.0 22.9 24.9 24.7 26.9 26.6 26.6 27.2 27.5 28.6 27.7 27.4 27.6 27.8 27.0 26.7 29.0 28.0 27.7 27.6 27.5 27.6 27.7 27.0 26.8 26.5 26.5 26.6 26.7 25.9 26.4 26.0 26.5 26.9 26.5 26.9 27.1 26.9 27.3 26.4 26.2 25.7 26.4 25.7 26.1 26.8 27.0 27.2 26.0 26.4 26.5 26.8 26.3 26.2 26.5 26.3 XXI �ANEXOS 23.3 25.1 24.9 24.9 23.9 22.3 23.6 23.4 24.6 23.3 22.7 24.1 Temperatura (Grados Celsius) 62 63 64 65 66 67 68 69 70 71 72 73 27.3 28.4 27.9 26.4 26.5 27.5 27.3 27.2 27.3 27.4 27.1 26.4 135 136 137 138 139 140 141 142 143 144 145 146 24.4 24.9 25.1 24.2 25.3 25.5 24.5 25.2 26.0 24.8 25.3 25.0 27.6 28.1 29.2 28.7 29.8 29.2 29.6 29.8 29.5 29.4 28.7 28.4 208 209 210 211 212 213 214 215 216 217 218 219 26.8 25.3 26.4 27.0 27.9 28.0 28.2 27.2 28.2 28.0 27.9 27.3 31.1 31.2 31.0 30.7 30.9 31.3 30.0 30.1 30.4 31.2 31.9 31.4 281 282 283 284 285 286 287 288 289 290 291 292 25.6 25.9 26.2 25.7 25.9 25.5 26.0 25.9 26.2 26.3 26.2 24.7 30.2 29.5 29.4 28.8 29.1 30.1 29.3 28.7 29.6 29.9 29.9 29.3 354 355 356 357 358 359 360 361 362 363 364 365 23.7 23.8 23.2 23.0 23.4 23.2 24.5 25.3 25.2 25.0 24.0 23.1 26.8 27.6 27.0 26.2 26.2 26.6 26.7 26.2 26.4 26.6 25.3 26.2 34 Temperatura mínima 32 Temperatura máxima 30 28 26 24 22 20 18 1 20 39 58 77 96 115 134 153 172 191 210 229 248 267 286 305 324 343 362 Día Figura 2. Gráfico de las temperaturas mínimas y máximas. Climatología local Se desarrolló un modelo que permite calcular la temperatura ambiental horaria para cualquier día del año a partir de las temperaturas máxima y mínima. Dicho modelo se obtuvo correlacionando registros históricos reportados y ha mostrado confiabilidad en su manejo [65]. El modelo consiste en una función de Fourier que adquiere las siguientes expresiones:  2πt   2πt  Tˆ (t ) = m + A cos ; t = 1,2,3...24  + Bsen  24   24  (1) T max − T (t ) Tˆ (t ) = T max − T min (2) Donde: t: hora del día; adimensional m, A, B : parámetros de ajuste de la función de Fourier; adimensional Tmax: temperatura máxima; oC Tmin: temperatura mínima; oC XXII �ANEXOS Los parámetros de ajuste para el caso de estudio situado en la Playa Pesquero del municipio Rafael Freyre de la Provincia de Holguín, Cuba son: Tabla 6. Datos de la localidad y de la función de Fourier para estimar las temperaturas A B <m> 0,4013772 0,2310791 0,5702869 Latitud Longitud LST 21,80 79,99 70,00 XXIII �ANEXOS ANEXO 7 RNA24hFinal Genera y prepara toda la data obtenida de la simulación térmica del edificio, para el proceso de aprendizaje de las RNA % % % % ------------------------------------------------------------------------Programa para cargar los datos de la modelación térmica del edificio para ser usados en la modelación con redes neuronales artificiales. ------------------------------------------------------------------------clear,clc % Function CCE format short g % "CCE_termica", CCE-Variable; Fichero con el que salvó la carga térmica % completa (24 columnas, 365 días 59 matrices) load CCE_termica % Cargar ocupación promedio ocp = xlsread('Datos Finales.xls','Hoja1','bm6:ds370'); % Cargar temperatura ambiente durante un año promedio cada 3 horas Tamb8horas = xlsread('Datos Finales.xls','Hoja2','a1:h365'); % Cargar temperatura ambiente durante un año promedio Tamb24horas =xlsread('Tamb24horasF.xls','Hoja1','a1:x365'); % Cargar los valores de las horas, meses y dia. Horas24 = xlsread('24horas','Hoja1','a1:x365'); Meses = xlsread('Meses', 'Hoja1', 'a1:x365'); Dia = xlsread('Dia', 'Hoja1', 'a1:x365'); % Para determinar el valor máximo de las CT del año CCEMax = max(CCE,[],2); % Máximo de Qt(CCE) de cada hab. cada día del año for H=1:59 CCEMax1(:,H)=[CCEMax(:,:,H)]; % Matriz de máximo de CCE por cada % habitación los 365 días end CTmaxE = max(CCEMax1(:,H)); CTmaxEdif = max(CCEMax1(:,32)); % Para preparar las horas en valores PU para la modelación en RNA Horas24pu = Horas24/24; Hpu = permute(Horas24pu,[2 1]); Hpu_columnapu = reshape(Hpu,[],1); % Matriz de carga de enfriamiento en un % vector columna Hpu_filapu = reshape(Hpu,1,[]); % Matriz de carga de enfriamiento en una % fila en BTU/h % Para preparar las temperaturas ambientes para la modelación en RNA Tamb24horasmax = max(Tamb24horas(:)); Tamb24horaspu = Tamb24horas/Tamb24horasmax; Tambpu = permute(Tamb24horaspu,[2 1]); Tambpu_columna = reshape(Tambpu,[],1); Tambpu_fila = reshape(Tambpu,1,[]); % Para preparar los datos de los meses para la modelación en RNA Mesespu = Meses/12; M = permute(Mesespu,[2 1]); Mesespu_columna = reshape(M,[],1); XXIV �ANEXOS Mesespu_fila = reshape(M,1,[]); %Para preparar los datos de los días para la modelación en RNA Diapu = Dia/365; D = permute(Diapu,[2 1]); Diapu_columna = reshape(D,[],1); Diapu_fila = reshape(D,1,[]); % Matrices de entrada de datos a las RNA ERNA = [Tambpu_fila; Hpu_filapu; Mesespu_fila]; ERNA1 = [Tambpu_fila; Hpu_filapu]; ERNA2 = [Tambpu_fila; Hpu_filapu; Mesespu_fila; Diapu_fila]; ERNA3 = [Tambpu_fila; Hpu_filapu; Diapu_fila]; ERNA4 = [Tambpu_fila; Diapu_fila]; CT1_24h =CCE(:,:,1); CT1_24hpu =CCE(:,:,1)/CTmaxEdif; X1pu = permute(CT1_24hpu,[2 1]); CT1_columnapu = reshape(X1pu,[],1); CT1_filapu = reshape(X1pu,1,[]); . . . CT59_24h =CCE(:,:,59); CT59_24hpu =CCE(:,:,59)/CTmaxEdif; X59pu = permute(CT59_24hpu,[2 1]); CT59_columnapu = reshape(X59pu,[],1); CT59_filapu = reshape(X59pu,1,[]); % valores en BTU Total= CT1_24h + CT2_24h + CT3_24h + CT4_24h + CT5_24h + CT6_24h +... CT7_24h + CT8_24h + CT9_24h + CT10_24h + CT11_24h + CT12_24h + CT13_24h +... CT14_24h + CT15_24h + CT16_24h + CT17_24h + CT18_24h + CT19_24h +... CT20_24h + CT21_24h + CT22_24h + CT23_24h + CT24_24h + CT25_24h +... CT26_24h + CT27_24h + CT28_24h + CT29_24h + CT30_24h + CT31_24h +... CT32_24h + CT33_24h + CT34_24h + CT35_24h + CT36_24h + CT37_24h +... CT38_24h + CT39_24h + CT40_24h + CT41_24h + CT42_24h + CT43_24h +... CT44_24h + CT45_24h + CT46_24h + CT47_24h + CT48_24h + CT49_24h +... CT50_24h + CT51_24h + CT52_24h + CT53_24h + CT54_24h + CT55_24h +... CT56_24h + CT57_24h + CT58_24h + CT59_24h; % valores en kW Total1=Total/12000*3024/360; Find_Good _RNA3 Función que automatiza el proceso aprendizaje durante la búsqueda de la mejor RNA que se aproxime a los datos con los cuales se entrena. % Función para la automatización del aprendizaje de las RNA… function [Good_net,DE]=Find_Good_RNA(P,T,Epoch) % Inicializando datos Good_net=0; Er_save=0; % Ciclo con diferentes porcentajes de los datos aleatorios for kk = 0.2:0.1: 0.5 XXV �ANEXOS % Calculando los datos aleatorios que participarán en el entrenamiento Dmed=sort(fix(rand(1,length(T)*kk)*length(T)-1)); Dmed(find(Dmed==0))=[]; Te=T(:,Dmed); Pe=P(:,Dmed); fprintf('------------------------------------- ------------ \n'); fprintf('Se escojerán aleatoramente para el entrenamiento \n'); fprintf('un %3.0f',kk*100);fprintf('porcentaje de los datos \n'); fprintf('-------------------------------------------------- \n'); % Ciclo con diferentes tipos de entrenamientos TFnc ={'trainlm','trainRP','traingdm','traingda'}; for c= 1: length(TFnc) % Ciclo con diferentes tipos de función de transferencia. FncTF = {'tansig', 'logsig'}; for m = 1 : length(FncTF) % Ciclos con diferentes cantidades de neuronas en la capa intermedia for k = 3 :1: 50 fprintf('----------------------------------------------------\n'); fprintf(' RNA %2.0f',k); fprintf(' Neuronas en la capa. Itmedia\n'); fprintf([' Se utilizará fun. de transferencia (' FncTF{m} ')\n']); fprintf([' Se utilizará el tipo de entrenamiento(' TFnc{c} ')\n']); fprintf('---------------- ------------------------------------\n'); % Crea la RNA con las características deseadas net=newff(P,T,[k 1],{FncTF{m}, FncTF{m}, 'purelin'},TFnc{c}); net.trainFcn=TFnc{c}; net.trainparam.showwindow=false; % Ciclo variando los pesos iniciales de la RNA escogida for i = 1 : Epoch net=init(net); fprintf('RNA %3.0f',i);fprintf(' Entrenando\n'); net=train(net,Pe,Te); fprintf('Entrenamiento finalizado \n'); fprintf('Calculando el error\n'); CT_RNA=sim(net,P); R=corrcoef(T,CT_RNA); R=abs(min(R)); R=abs(R(1)*100); fprintf('Coeficiente de Correlación %3.2f',R); fprintf(' %% \n'); if R -(k/30) > Er_save Good_net=net; fprintf('--> La mejor RNA ha sido cambiada <---\n',i); Er_save=R; DE=Pe; end end end end end end XXVI �ANEXOS Comprobación_RNA Comprueba los coeficientes de correlación de los mejores modelos basados en RNA de la carga térmica de enfriamiento de los locales del edificio y el error cuadrático medio de los modelos. Ambos resultados se introducen en una sola variable. % % % % % % ------------------------------------------------------------------------Programa para determinar los coeficientes de correlación de los mejores modelos basados en RNA de la carga térmica de enfriamiento de los locales del edificio y el error cuadrático medio. Ambos resultados se introducen en una sola variable. ------------------------------------------------------------------------load ( 'CTnet1.mat' ); R = CalCoefCorr(Good_net, ERNA3, CT1_filapu); R1 = R; C1=sim(Good_net,ERNA3); e1=mse(CT1_filapu-C1); CT1=C1'; . . . load ( 'CTnet59.mat' ); R = CalCoefCorr(Good_net, ERNA3, CT59_filapu); R59 = R; C59=sim(Good_net,ERNA3); e59=mse(CT59_filapu-C59); CT59=C59'; RT=[R1; R2; R3; R4; R5; R6; R7; R8; R9; R10;... R11; R12; R13; R14; R15; R16; R17; R18; R19; R20;... R21; R22; R23; R24; R25; R26; R27; R28; R29; R30;... R31; R32; R33; R34; R35; R36; R37; R38; R39; R40;... R41; R42; R43; R44; R45; R46; R47; R48; R49; R50;... R51; R52; R53; R54; R55; R56; R57; R58; R59] CTRNA = [CT1 CT2 CT3 CT4 CT5 CT6 CT7 CT8 CT9 CT10... CT11 CT12 CT13 CT14 CT15 CT16 CT17 CT18 CT19 CT20... CT21 CT22 CT23 CT24 CT25 CT26 CT27 CT28 CT29 CT30... CT31 CT32 CT33 CT34 CT35 CT36 CT37 CT38 CT39 CT40... CT41 CT42 CT43 CT44 CT45 CT46 CT47 CT48 CT49 CT50... CT51 CT52 CT53 CT54 CT55 CT56 CT57 CT58 CT59]; CTREAL= [CT1_columnapu CT2_columnapu CT3_columnapu CT4_columnapu... CT5_columnapu CT6_columnapu CT7_columnapu CT8_columnapu CT9_columnapu ... CT10_columnapu CT11_columnapu CT12_columnapu CT13_columnapu CT14_columnapu... CT15_columnapu CT16_columnapu CT17_columnapu CT18_columnapu CT19_columnapu... CT20_columnapu CT21_columnapu CT22_columnapu CT23_columnapu CT24_columnapu... CT25_columnapu CT26_columnapu CT27_columnapu CT28_columnapu CT29_columnapu... CT30_columnapu CT31_columnapu CT32_columnapu CT33_columnapu CT34_columnapu... CT35_columnapu CT36_columnapu CT37_columnapu CT38_columnapu CT39_columnapu... CT40_columnapu CT41_columnapu CT42_columnapu CT43_columnapu CT44_columnapu... CT45_columnapu CT46_columnapu CT47_columnapu CT48_columnapu CT49_columnapu... CT50_columnapu CT51_columnapu CT52_columnapu CT53_columnapu CT54_columnapu... CT55_columnapu CT56_columnapu CT57_columnapu CT58_columnapu CT59_columnapu]; ECMT = [e1; e2; e3; e4; e5; e6; e7; e8; e9; e10; e11; e12; e13; e14; e15; ... e16; e17; e18; e19; e20; e21; e22; e23; e24; e25; e26; e27; e28; e29; e30;... e31; e32; e33; e34; e35; e36; e37; e38; e39; e40; e41; e42; e43; e44; e45;... e46; e47; e48; e49; e50; e51; e52; e53; e54; e55; e56; e57; e58; e59]; Final = [RT ECMT]; XXVII �ANEXOS Pesos_bias Permite extraer los pesos y las polarizaciones de los modelos RNA ya obtenidos, los cuales son preparados en ficheros txt para ser usados en la aplicación “OcupaHotel MTH” %-------------------------------------------------------------------% Programa para extraer los valores de los pesos y las polarizaciones % de los modelos de las RNA para variables del WorkSpace... %-------------------------------------------------------------------load('CTnet1.mat') IW1h1 = Good_net.IW{1}; LW2h1 = Good_net.LW; LW3h1 = Good_net.LW{3,2}; b1h1 = Good_net.b{1}; b2h1 = Good_net.b; b3h1 = Good_net.b{3}; . . . load('CTnet59.mat') IW1h59 = Good_net.IW{1}; LW2h59 = Good_net.LW; LW3h59 = Good_net.LW{3,2}; b1h59 = Good_net.b{1}; b2h59 = Good_net.b; b3h59 = Good_net.b{3}; %---------------------------------------------------------------------% Para obtener los datos de los pesos y las polarizaciones de las RNA y % convertirlos en textos separados por tabuladores. %---------------------------------------------------------------------AG1 = fopen('IWh1.txt','wt'); fprintf(AG1,'%10.8f,%10.8f,%10.8f\n',IW1h1'); fclose(AG1); . . . AG59 = fopen('IWh59.txt','wt'); fprintf(AG59,'%10.8f,%10.8f,%10.8f\n',IW1h59'); fclose(AG59); %-----------------------------% Pesos de las capa intermedia. %-----------------------------A1 = fopen('LW2h1.txt','wt'); fprintf(A1,'%10.8f,%10.8f,%10.8f,%10.8f,%10.8f,%10.8f,%10.8f,%10.8f,%10.8f,%1 0.8f,%10.8f,%10.8f,%10.8f,%10.8f,%10.8f,%10.8f,%10.8f,%10.8f,%10.8f,%10.8f',L W2h1'); fclose(A1); . . . A59 = fopen('LW2h59.txt','wt'); fprintf(A59,'%10.8f,%10.8f,%10.8f,%10.8f,%10.8f,%10.8f,%10.8f,%10.8f,%10.8f,% 10.8f',LW2h59'); fclose(A59); %------------------------% Pesos de la última Capa. %------------------------B1 = fopen('LW3h1.txt','wt'); fprintf(B1,'%10.8f',LW3h1'); XXVIII �ANEXOS fclose(B1); . . . B59 = fopen('LW3h59.txt','wt'); fprintf(B59,'%10.8f',LW3h59'); fclose(B59); %----------------------------------% Polarizaciones de la primera Capa. %----------------------------------C1 = fopen('b1h1.txt','wt'); fprintf(C1,'%10.8f\n',b1h1'); fclose(C1); . . . C59 = fopen('b1h59.txt','wt'); fprintf(C59,'%10.8f\n',b1h59'); fclose(C59); %----------------------------------% Polarizaciones de la segunda Capa. %----------------------------------X1 = fopen('b2h1.txt','wt'); fprintf(X1,'%10.8f',b2h1'); fclose(X1); . . . X59 = fopen('b2h59.txt','wt'); fprintf(X59,'%10.8f',b2h59'); fclose(X59); %----------------------------% Polarizaciones Tercera Capa %----------------------------Z1 = fopen('b3h1.txt','wt'); fprintf(Z1,'%10.8f',b3h1'); fclose(Z1); . . . Z59 = fopen('b3h59.txt','wt'); fprintf(Z59,'%10.8f',b3h59'); fclose(Z59); Get_CT Función que se le especifican los datos de entrada y el número de la habitación y devuelve el resultado de la carga térmica de enfriamiento. %---------------------------------------------------------------------------% Función a la que se le introducen los datos de entrada al modelo % especificado en RNA y el número de la habitación y devuelve el resultado % de la carga térmica de enfriamiento %---------------------------------------------------------------------------function [CT]=Get_CT(Data,Hab) NHab=int2str(Hab); FileName=['CTnet' NHab '.mat']; load (FileName); CT=sim(Good_net,Data); end XXIX �ANEXOS procinps Función para preparar las variables antes de entrar a la simulación de la RNA % ---------------------------------------------------% Función que realiza el procesamiento de las entradas % ---------------------------------------------------function [p]=procinps(net,x) % Obtención de los valores máximos y mínimos de entradas de la RNA ymax=1; ymin=-1; xmax=net.inputs{1}.processSettings{3}.xmax; xmin=net.inputs{1}.processSettings{3}.xmin; % Calcula los rangos de entrada Q = size(x,2); oneQ = ones(1,Q); rangex = xmax-xmin; rangex(rangex==0) = 1; % Avoid divisions by zero rangey = ymax-ymin; %% Cálculo de los valores de entradas modificados p = rangey * (x-xmin(:,oneQ))./rangex(:,oneQ) + ymin; end procOuts Función para preparar las variables antes de salir de la simulación de la RNA % --------------------------------------------------% Función que realiza el procesamiento de las salidas % --------------------------------------------------function [p]=procOuts(net,y) % Obtención de los valores máximos y mínimos de salidas de la RNA. ymax=1; ymin=-1; xmax=net.outputs{3}.processSettings.xmax; xmin=net.outputs{3}.processSettings.xmin; % Calcula los rangos de la salida Q = size(y,2); oneQ = ones(1,Q); rangex = xmax-xmin; rangey = ymax-ymin; x = rangex(:,oneQ).* (y-ymin)*(1/rangey) + xmin(:,oneQ); %% Cálculo de los valores de salidas modificados p = rangex(:,oneQ).* (y-ymin)*(1/rangey) + xmin(:,oneQ); end XXX �ANEXOS RNA59 Programa que demuestra los cambios internos que sufren las variables antes de entrar y salir a la simulación de una RNA. % % % % % --------------------------------------------------------------------------Programa para probar resultados simulados mediante las expresiones matemáticas de los modelos en RNA y por la instrucción de simulación, llamando a la estructura de un modelo RNA ya creado. --------------------------------------------------------------------------clc % -------------------------------------------------------------------------% Carga el modelo RNA de cualquier habitación y se obtienen los pesos y bias % -------------------------------------------------------------------------load('CTnet25.mat'); T = CT25_filapu; IW11 LW21 LW32 b1 = b2 = b3 = = Good_net.IW{1,1}; = Good_net.LW{2,1}; = Good_net.LW{3,2}; Good_net.b{1}; Good_net.b; Good_net.b{3}; S=[]; P=ERNA3; n=1000; ERNA31=ERNA3(:,[1:n]); % --------------------------------------------------% Cálculo de las RNA con las fórmulas convencionales % --------------------------------------------------for I=1:n; p=procinps(Good_net,P(:,I)); layer1=tansig(IW11*p+b1); % Capa Calculada con la formula layer2=tansig(LW21*layer1+b2); layer3=purelin(LW32*layer2+b3); S(I)=procOuts(Good_net,layer3); end %-----------------------------------------------------------------% Cálculo de las RNA con las instrucciones de simulación de MATLAB %-----------------------------------------------------------------C1=sim(Good_net,ERNA31); % % % % ----------------------------------------------------------------------Graficar datos de carga térmica de enfriamiento por ambos métodos y los valores reales de las mismas ----------------------------------------------------------------------plot(C1,'k'); % Datos simulados mediante instrucción hold all plot(T([1:n]),'b') % Datos reales de la simulación térmica inicial. plot(S,'r') % Datos del modelo RNA corridos mediante ecuación. XXXI �ANEXOS ANEXO 8 CONFIGURACIÓN GENERAL DE LOS SCCAH A FLUJO VARIABLE Y PROPIEDADES TERMOFÍSICAS DEL AGUA Figura 1. Configuración de los SCCAH a flujo variable en relación a los CSAF: a) configuración sencilla; b) configuración compleja [46]. Tabla .1 Propiedades termo-físicas del agua para temperaturas admisibles en los CSAF [60]. Temperatura (K) 273,15 275 280 285 290 295 300 285,45 Temperatura (oC) 0 1,85 6,85 11,85 16,85 21,85 26,85 12,30 Volumen específico Calor específico Densidad 3 (m /kg) (kJ/kg·K) (kg/m3) 0,001 4,217 1000 0,001 4,211 1000 0,001 4,198 1000 0,001 4,189 1000 0,001001 4,184 999,000999 0,001002 4,181 998,003992 0,001003 4,179 997,0089731 0,0010009 4,194 999,144852 *: Los valores de la última fila corresponden a los valores promedios. XXXII �ANEXOS ANEXO 9 EJEMPLO DE CAPACIDAD Y POTENCIA EN UN COMPRESOR Y GRÁFICO DE PROPIEDADES DEL REFRIGERANTE FREÓN 22 Figura 1. Ejemplo de curvas típicas de capacidad y potencia de un compresor [47]. XXXIII �ANEXOS Figura 2. Gráfico de presión contra entalpía del refrigerante Freón 22 [167]. XXXIV �ANEXOS ANEXO 10 SEUDO-CÓDIGO DEL ALGORITMO PARA OBTENER EL CÓDIGO Oc DADO EL NÚMERO DE ORDEN DE LA COMBINACIÓN c Procedimiento INICIADATOS Tipo de variable vg: arreglo de enteros {Vector de enteros} Variables principales v : arreglos de vg {Matriz de enteros} s : cadena de caracteres Datos de Entrada D : total de habitaciones listas o disponibles HAO: total de habitaciones a seleccionar c : número de la combinación que se quiere ver el código A. Asignar a la variable v una longitud HAO+1 o sea, eso significa que v contiene HAO+1 vectores del tipo vg B. Asignar a v[0] una longitud D+1 o sea que v[0] es un vector de D+1 enteros. C. Para i = 1 hasta i = HAO, asignar a v[i] longitudes iguales a: D-i+2 Por ejemplo, si D = 10 y HAO = 3 v[0] = [0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0] v[1] = [0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0] v[2] = [0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0] v[3] = [0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0] D. Para j = 1 hasta j=D hacer v[1, j] = 1 y entonces queda en el ejemplo: v[1] = [0, 1, 1, 1, 1, 1, 1, 1, 1, 1, 1] E. Si k>1 entonces para j=1 hasta j=D-1 hacer v[2,j]=j y queda para el ejemplo: v[2]=[0,1,2,3,4,5,6,7,8,9] F. Para i = 3 hasta i = HAO hacer v[i,1] = 1 Para j = 2 hasta j=D–i+1 hacer: h=0 Para r = 1 hasta r = j hacer: h = h + v[i-1,r] v[i,j]=h G. Hacer: s1 = 0; s2 = 0; i = 0 y S = ’’ (cadena vacía de caracteres) Repetir: s1 = s1 + v[k,i] s2 = s2 + v[k,i+1] Hasta que: (s1 < c) y (c ≤ s2) Aquí sale un valor de i que será utilizado en los pasos G o H. s1 + s 2 Si c ≤ entonces ok = true. En otro caso ok = false 2 S=’’ G. Si ok = true entonces: XXXV �ANEXOS Mientras longitud de S < HAO - 1 hacer: S = S + ’1’ Para j =1 hasta j = i - 1 hacer: S = ’0’ + S S = ’1’ + S Mientras longitud de s < D hacer S=’0’+S H. Si ok = false entonces Mientras longitud de s < i -1 hacer: S = S +’0’ Para j = 1 hasta j = HAO hacer: S = ’1’+ S Mientras longitud de s < D hacer: S = ’0’ + S I. h = 0 t=1 Para j = D hasta j = 1 hacer h = h + S[ j ] * t t=t*2 Valores de Salida. s1: número de orden de la secuencia compacta inicial s2: número de orden de la secuencia compacta final ok: si es True: comienza en s1. si es False: comienza en s2 h: número decimal que representa a la cadena binaria desde donde se comienza Ejemplo: Procedimiento 1 n = 10 HAO = 3 C=5 v[0] = [0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0] v[1] = [0, 1, 1, 1, 1, 1, 1, 1, 1, 1, 1] v[2] = [0, 1, 2, 3, 4, 5, 6, 7, 8, 9] v[3] = [0, 1, 3, 6, 10, 15, 21, 28, 36] Como c=5, entonces: s1 = 0 + 1 + 3 = 4 s2 = 1 + 3 + 6 = 10 Además, se establece que: ok = true porque c = 5 ≤ (4 + 10)/ 2 = 7 Siendo ok=true, entonces se determina s: s = ‘‘ s = ‘11’ s = ‘0011’ s = ‘10011’ s = ‘0000010011’ Ahora se calcula h: h=0 l=1 h = 1*1 = 1 l=2 h = 1 + 1*2 = 3 l=4 h = 3 + 0*4 = 3 l=8 h = 3 + 0*8 = 3 l = 16 h = 3 + 1*16 = 19 l = 32 Luego: h =19 XXXVI �ANEXOS ANEXO 11 PROCEDIMIENTO GENERA-CÓDIGO Entrada: D: total de habitaciones disponibles HAO: total de habitaciones a seleccionar c: número de la combinación que se quiere ver el código h: cadena desde donde se comienza s1: Número de orden de la secuencia compacta inicial s2: Número de orden de la secuencia compacta final ok: Si es True: comienza en s1. Si es false: comienza en s2 h: Número decimal que representa a la cadena binaria desde donde se comienza A - Si ok = true entonces Repetir i=h res = 0 Repetir r = i mod 2 res = res + r i = i div 2 Hasta que i < 2 res = res + i Si res = HAO, entonces: s1 = s1 + 1 h = h+1 Hasta que: s1 = c S =’’ x=h-1 j=0 Repetir r = x mod 2 Si r = 1 entonces: S=’1’+S. En caso contrario: S=’0’+S j=j+r x = x div 2 Hasta que: x < 2 j=j+x S = CadenaDeCaracteresDe(x) + S Si j = HAO entonces Mientras longitud de S < D, hacer: S = ‘0’+ S B. Si ok = false entonces Repetir i=h res = 0 Repetir r = i mod 2 res = res + r i = i div 2 Hasta que: i < 2 res = res + i XXXVII �ANEXOS Si res = HAO, entonces: s2 = s2 – 1 h = h-1 Hasta que: s2 = c S = ‘‘ x = h+1 j=0 Repetir r = x mod 2 Si r = 1 entonces: S = ‘1’ + S. En caso contrario: S = ‘0’ + 1 j=j+r x = x div 2 Hasta que: x < 2 j=j+x S = CadenaDeCaracteresDe(x) + S Si j = x entonces Mientras longitud de s < n, hacer: S = ‘0’+ S C. Salida: La cadena de caracteres S que contiene el código Nota: • A div B: el resultado es el cociente de la división entera de A entre B donde A y B son números enteros. Por ejemplo: 5 div 2 = 2 • A mod B: el resultado es el residuo de la división entera de A entre B. Por ejemplo: 5 mod 2 =1 Ejemplo: Procedimiento 2 n = 10 HAO = 3 c=5 h = 19 s1 = 4 s2 = 11 i = h = 19 res = 0 r = i mod 2 =19 mod 2 = 1 res = res + r = 0 +1 = 1 i = i div 2 = 19 div 2 = 9 r = i mod 2 = 9 mod 2 = 1 res = res + r = 1 + 1 = 2 i = i div 2 = 9 div 2 = 4 r = i mod 2 = 4 mod 2 = 0 res = res + r = 2 + 0 = 2 XXXVIII �ANEXOS i = i div 2 = 4 div 2 = 2 r = i mod 2 = 2 mod 2 = 0 res = res + r = 2 + 0 = 2 i = i div 2 = 2 div 2 = 1 res = res + i = 2 + 1 = 3 Como res = HAO = 3, entonces: s1 = s1 + 1 = 4 + 1 = 5 h = h +1 = 19 +1 = 20 Como s1 = c = 5, entonces: S = ‘‘ x = h - 1 = 20 -1 = 19 j=0 r = x mod 2 = 19 mod 2 = 1 Como r = 1 entonces: S = ‘1’ + S = ‘1’ j=j+r=0+1=1 x = x div 2 = 19 div 2 = 9 r = x mod 2 = 9 mod 2 = 1 Como r = 1 entonces: S = ‘1’ + S = ‘11’ j=j+r=1+1=2 x = x div 2 = 9 div 2 = 4 r = x mod 2 = 4 mod 2 = 0 Como r = 0 entonces: S = ‘0’ + S = ‘011’ j=j+r=2+0=2 x = x div 2 = 4 div 2 = 0 r = x mod 2 = 2 mod 2 = 0 Como r = 0 entonces: S = ‘0’ + S = ‘0011’ j=j+r=2+0=2 x = x div 2 = 2 div 2 = 1 j=j+x=2+1=3 S = IntToStr(x) + S = ‘10011’ S = ‘0000010011’ {Resultado} XXXIX �ANEXOS ANEXO 12 ALGORITMO PARA LAS MEJORAS ALEATORIAS, LOS CRUZAMIENTOS Y LAS MUTACIONES EN EL ALGORITMO GENÉTICO Figura 1. Algoritmo para las mejoras aleatorias de la población. Figura 2. Algoritmo para los cruzamientos y las mutaciones. XL �ANEXOS ANEXO 13 INFORMACIONES DEL CIRCUITO SECUNDARIO DE AGUA FRÍA CASO DE ESTUDIO El hotel donde se encuentra el CSAF caso de estudio es de administración conjunta entre la cadena española Blau y la cubana Gaviota S.A. El hotel es de 4 estrellas y posee un total de 305 habitaciones. El sistema constructivo empleado está constituido por una solución estructural. La estructura es de pórtico hormigonado in situ, con entrepisos y cubiertas viguetas y bovedillas. Los muros exteriores son de bloques de 0,15 m y los tabiques interiores son ligeros de yeso-cartón con armadura de perfiles canal de acero galvanizado y aislamiento acústico de lana de roca, exceptuando closet y patinejos que se levantaron con bloques de 0,10 m. La solución de impermeabilización es con enrajonado y soldadura en las partes planas y mantas asfálticas. Las habitaciones cuentan con una distribución convencional en planta, los diferentes niveles están compuestos por: - Primer nivel (19 habitaciones): cada una de las habitaciones se agrupan en, 11 típicas con un área de 35,75 m2, cuatro culatas con un área de 41,10 m 2 y cuatro intercomunicadas con 35,9 m2 . - Segundo Nivel (22 habitaciones): cada una de las habitaciones se agrupan en 14 típicas con un área de 35,75 m2; cuatro culatas con un área de 41,10 m2 y cuatro intercomunicadas con un área de 35,9 m2. - Tercer Nivel (18 habitaciones): cada una de las habitaciones se agrupan en 14 típicas con un área de 35,75 m2 y cuatro intercomunicadas con un área de 35,9 m2. Se usa el falso techo de yeso en la parte del vestíbulo y en el baño. La carpintería interior es de madera pintada en color azul y la de la terraza es de aluminio en el mismo color. De forma general el color que predomina en la habitación es el azul en diferentes tonalidades combinados con amarillo. En las siguientes figuras se pueden apreciar los planos de planta de las habitaciones según el nivel, y una panorámica de las habitaciones típicas. XLI �ANEXOS Figura 1. Primer nivel (tomado del expediente técnico del hotel). Figura 2. Segundo nivel (tomado del expediente técnico del hotel). Figura 3. Tercer nivel (tomado del expediente técnico del hotel). XLII �ANEXOS a) b) c) d) Figura 4. Imágenes de las habitaciones: a) interior de las habitaciones, b) entrada de las habitaciones donde se aprecia la succión y la descarga de aire de las unidades terminales c) vista parcial del baño y d) puerta corrediza de cristal y cortinas del balcón. El sistema de climatización en la actualidad cuenta con tres unidades enfriadoras trabajando en paralelo, una es de la marca FRIOCLIMA modelo CHAWT 1602 con una capacidad frigorífica de 456 kW para una potencia de 167 kW y dos enfriadoras de la marca GREE de 250 kW de capacidad y 77 kW de potencia eléctrica cada una. El CPAF está compuesto por cuatro bombas de 50 m3/h, 12 m de altura de carga y una potencia de 3,45 kW cada una (tres bombas trabajan en paralelo de forma continua y una es reserva). El CSAF lo componen 14 bombas, las cuales se encuentran ubicadas en parejas por cada una de las siete zonas (la que está funcionando se le denomina principal y la otra reserva). En la figura 8 se presenta el SCCAH del hotel, las enfriadoras se representan mediante una sola unidad. XLIII �ANEXOS Figura 5. Esquema general simplificado del SCCAH del hotel Blau Costa Verde (tomado de la Automática del hotel). Las características específicas de las bombas de la zona 6, su motor de inducción y el variador de velocidad se exponen a continuación: Bomba centrífuga Figura 6. Curvas para diferentes velocidades de la bomba centrífuga [175]. XLIV �ANEXOS Las bombas centrífugas de los CSAF de las zonas poseen un eje vertical y bocas de aspiración e impulsión en línea. Datos de chapa del motor de inducción ‫ـ‬ Modelo AM132 – SZA2 ‫ـ‬ IP 55 ‫ـ‬ 50 Hz : Δ/Y 400/690 V 7.5 kW ‫ـ‬ 60 Hz : Δ 460 V 8.8 kW ‫ـ‬ cos ϕ : 0.89/0.90 2890/3490 rpm ‫ـ‬ 50 Hz 380 – 420/ 655 – 725 V 14.6/ 8.4 A ‫ـ‬ 60 Hz 440 – 480 V 14.1 A Variador de velocidad A continuación se presentan informaciones del variador de velocidad que incluyen las pruebas de ajustes como operación necesaria para la puesta a punto de la instalación. Se determinó que la ganancia proporcional (GP) y el tiempo de integración (TI) que permiten el mejor desempeño del controlador son GP=1 y TI=1,3 s, con tiempos de establecimiento de la presión entre 25 s y 31 s para el arranque y un error máximo de 1 kPa. La Figura 8 corrobora estas informaciones. Figura 7. Variador de velocidad Altivar 31empleado en el CSAF caso de estudio [52]. XLV �ANEXOS 510 Presión (kPa) 490 500 kPa P-1 T-1 470 500 kPa P-1 T-1,6 450 450 kPa P-1 T-1 500 kPa P-1 T-1,3 430 500 kPa P-1 T-0,01 410 500 kPa P-1 T-0,40 390 500 kPa P-1 T-0,80 500 kPa P-1 T-1,50 370 350 0 10 20 30 40 50 Segundos Figura 8. Pruebas de ajuste del controlador PI del VV ALTIVAR 31 [97]. Algunos componentes de la red hidráulica. a) b) c) d) e) f) Figura 9. Componentes de la red hidráulica: a) válvula de equilibrio STAF, b) válvula de equilibrio STA-DR; válvula de equilibrio STAD d) válvula de control de dos vías on/off; e) fan-coil de la familia FCX y f) entrada a un patinejo. XLVI �ANEXOS Datos de los nodos y tramos de la red hidráulica de los patinejos AB y CD resultado de la validación del modelo matemático de la red en EPANET. Tabla 1. Tramos de la red hidráulica Tramo Longitud Diámetro Caudal Velocidad Tramo Longitud Diámetro Caudal Velocidad <m> <mm> <l/s> <m/s> <m> <mm> <l/s> <m/s> 1-2 0,65 76,2 2,16 0,47 C-C3 2,25 38 1,07 0,94 3-4 98,9 76,2 2,16 0,47 C3-C31 2,5 12,7 0,37 2,94 2-3 2,35 76,2 2,16 0,47 C31-C32 4,05 12,7 0,20 1,57 4-5 11,8 76,2 2,16 0,47 C31-C33 5,4 12,7 0,17 1,37 5-6 7 76,2 2,16 0,47 C3-C2 3,1 25,4 0,70 1,38 6-7 3,1 76,2 2,16 0,47 C2-C1 3,1 19,05 0,34 1,19 7-A 81 76,2 2,16 0,47 C2-C21 2,5 12,7 0,36 2,82 12-13 2,35 76,2 2,16 0,47 C21-C22 4,05 12,7 0,19 1,5 11-12 98,9 76,2 2,16 0,47 C21-C23 5,4 12,7 0,17 1,32 A-A3 2,25 25,4 1,09 2,15 C1-C11 2,5 12,7 0,34 2,69 A3-A2 3,1 25,4 0,71 1,4 C11-C12 4,05 12,7 0,18 1,44 A2-A1 3,1 19,05 0,35 1,22 C11-C13 5,4 12,7 0,16 1,25 B2-B3 3,1 25,4 0,71 1,4 D32-D31 3,85 12,7 0,20 1,57 B1-B2 3,1 19,05 0,35 1,22 D33-D31 6,38 12,7 0,17 1,37 A3-A31 2,5 12,7 0,38 2,99 D31-D3 1,65 12,7 0,37 2,94 A31-A33 5,4 12,7 0,18 1,39 D22-D21 3,85 12,7 0,19 1,5 A31-A32 4,05 12,7 0,20 1,6 D23-D21 6,38 12,7 0,17 1,32 A2-A21 2,5 12,7 0,36 2,88 D21-D2 1,65 12,7 0,36 2,82 A21-A22 4,05 12,7 0,19 1,53 D2-D3 3,1 25,4 0,70 1,38 A21-A23 5,4 12,7 0,17 1,35 D1-D2 3,1 19,05 0,34 1,19 A1-A11 2,5 12,7 0,35 2,74 D12-D11 3,85 12,7 0,18 1,44 A11-A12 4,05 12,7 0,18 1,46 D13-D11 6,38 12,7 0,16 1,25 A11-A13 5,4 12,7 0,16 1,28 D11-D1 1,65 12,7 0,34 2,69 B32-B31 3,85 12,7 0,20 1,6 D3-DV1 1,05 38 1,07 0,94 B33-B31 6,38 12,7 0,18 1,39 DV2-D 1,2 38 1,07 0,94 B31-B3 1,65 12,7 0,38 2,99 B3-BV1 1,05 25,4 1,09 2,15 B22-B21 3,85 12,7 0,19 1,53 D-B 8 76,2 1,07 0,23 B23-B21 6,38 12,7 0,17 1,35 10-11 11,8 76,2 2,16 0,47 B21-B2 1,65 12,7 0,36 2,88 9-10 7 76,2 2,16 0,47 B12-B11 3,85 12,7 0,18 1,46 8-9 3,1 76,2 2,16 0,47 B13-B11 6,38 12,7 0,16 1,28 B -8 81 76,2 2,16 0,47 B11-B1 1,65 12,7 0,35 2,74 B4-B 1,2 25,4 1,09 2,15 A-C 8 76,2 1,07 0,23 BV2-B4 0,01 25,4 1,09 2,15 XLVII �ANEXOS Tabla 2. Nodos de la red hidráulica Nodo Cota Presión Cota Piez. <mca> <m> A <m> 12,05 21,98 33,99 C 12,05 21,97 7 12,05 22,31 6 15,15 5 Nodo Cota Presión Cota Piez. <m> <mca> <m> A12 5,10 23,17 28,26 33,98 B12 5,10 21,30 26,39 34,32 B13 5,10 21,68 26,77 19,22 34,33 A13 5,10 23,12 28,21 15,15 19,25 34,36 C32 11,30 17,74 29,03 4 3,35 31,10 34,41 B31 11,30 13,31 24,60 3 3,35 31,50 34,81 B21 8,20 16,64 24,83 2 0,50 34,36 34,82 B11 5,10 19,98 25,07 1 0,50 34,36 34,82 C33 11,30 17,68 28,97 8 12,05 3,86 15,87 C31 11,30 19,33 30,62 11 3,35 12,47 15,78 C3 11,30 22,62 33,90 12 3,35 12,07 15,38 C2 8,20 25,33 33,52 13 3,35 12,06 15,37 C1 5,10 28,00 33,09 14 3,35 11,71 15,06 C21 8,20 22,31 30,50 E0 0,50 - - C11 5,10 25,25 30,34 A3 11,30 22,06 33,34 C22 8,20 20,85 29,04 B3 11,30 11,08 22,36 C23 8,20 20,78 28,97 B 12,05 4,19 16,20 C12 5,10 23,90 28,99 A2 8,20 24,75 32,94 C13 5,10 23,86 28,95 A1 5,10 27,41 32,50 D32 11,30 15,68 26,97 B2 8,20 14,56 22,75 D33 11,30 16,11 27,40 B1 5,10 18,10 23,19 D22 8,20 18,86 27,05 A31 11,30 18,65 29,94 D23 8,20 19,28 27,47 A21 8,20 21,60 29,79 D12 5,10 22,10 27,19 A11 5,10 24,56 29,65 D13 5,10 22,46 27,55 A32 11,30 17,00 28,29 D31 11,30 14,17 25,46 A33 11,30 16,95 28,24 D21 8,20 17,48 25,67 A22 8,20 20,09 28,28 D11 5,10 20,83 25,92 A23 8,20 20,01 28,20 D3 11,30 12,01 23,29 D 12,05 4,2 16,21 D2 8,20 15,48 23,67 BV1 12,05 10,02 22,05 D1 5,10 19,01 24,10 BV2 4,52 16,55 DV1 12,05 11,22 23,25 B32 12,05 11,30 14,88 26,17 DV2 12,05 4,22 16,25 B33 11,30 15,32 26,61 9 15,15 0,75 15,86 B22 8,20 18,08 26,27 10 15,15 0,72 15,83 B23 8,20 18,52 26,71 B4 12,05 4,52 16,55 XLVIII �ANEXOS ANEXO 14 VENTANAS DE LA APLICACIÓN “OCUPAHOTEL MTH” Figura 1. Modelación y simulación hidráulica: ventana para datos y cálculo de la red hidráulica. Figura 2. Modelación y simulación térmica. XLIX �ANEXOS Figura 3. Ventana para las opciones combinatorias de la ocupación y la optimización. L �ANEXOS ANEXO 15 INFORMACIONES CLIMATOLÓGICAS DE LA LOCALIDAD Grados Celsius 29 28 27 26 Hora 25 0:00 2:00 4:00 6:00 8:00 10:00 12:00 14:00 16:00 18:00 20:00 22:00 Figura 1. Comportamiento medio anual de la temperatura ambiente horaria. Grados Celsius 31 30 29 28 27 26 25 24 23 Días 22 1 25 49 73 97 121 145 169 193 217 241 265 289 313 337 361 Figura 2. Comportamiento de la temperatura ambiente promedio diaria durante un año. La humedad relativa presenta un rango promedio de valores entre 72 % y 82 %. Los valores superiores a 80 % se presentan entre las 10:00 pm y la 7:00 am. Otras variables climatológicas asociadas y de las cuales en alguna medida depende el intercambio térmico son: las lluvias, la velocidad del viento predominante y la nubosidad. Los valores promedio históricos mensuales se presentan en la Figura 3. Estos valores son el resultado del análisis de más de 30 años. LI �ANEXOS 35 Temperaturas maximas medias (ºC) 30 Temperaturas mínimas medias (ºC) 25 Temeperatura medias (ºC) 20 Temperatura maxima absoluta (ºC) Temperatura mínima absoluta (ºC) 15 Total de días con lluvias 10 Rapidez del viento predominante (Km/h) 5 DIC NOV OCT SEP AGO JUL JUN MAY ABR MAR FEB 0 ENE Nubosidad Meses Figura 3. Comportamiento de los valores promedios mensuales históricos de la temperatura ambiente, días con lluvias, rapidez del viento y nubosidad. 180 160 140 Total de lluvias mensuales(mm) Humedad Relativa (%) 120 100 80 60 40 Meses 20 ENE FEB MAR ABR MAY JUN JUL AGO SEP OCT NOV DIC Figura 4. Comportamiento de los valores promedios mensuales históricos de la humedad relativa y del total de lluvias mensuales. LII �ANEXOS Figura 5. Certificación de los datos climatológicos utilizados en la investigación. Figura 6. Temperatura ambiente promedio cada seis horas. LIII �ANEXOS ANEXO 16 RESULTADOS FUNDAMENTALES DE LA MODELACIÓN CON RNA DE LA CARGA Habitación Neuronas en capa intermedia Coeficiente de correlación Error Habitación Neuronas en capa intermedia Coeficiente de correlación Error Habitación Neuronas en capa intermedia Coeficiente de correlación Error TÉRMICA DE ENFRIAMIENTO DE LAS 59 HABITACIONES DEL EDIFICIO 6101 6102 6103 6104 6105 6106 6107 6108 6109 6110 6111 6112 6114 6115 6116 6117 6118 6119 6120 6201 15 11 13 16 10 11 20 14 12 25 9 13 12 20 12 23 16 10 10 13 0.92 0.95 0.91 0.91 0.94 0.92 0.89 0.90 0.92 0.91 0.93 0.93 0.90 0.90 0.93 0.91 0.90 0.93 0.93 0.93 0.000893 0.000480 0.000459 0.000436 0.000505 0.000933 0.000902 0.000472 0.001019 0.000904 0.001037 0.000991 0.000468 0.001038 0.000490 0.000447 0.000476 0.000496 0.000943 0.000900 6202 6203 6204 6205 6206 6207 6208 6209 6210 6211 6212 6214 6215 6216 6217 6218 6219 6220 6221 6222 15 17 27 16 14 23 11 30 14 8 11 6 6 14 13 12 10 17 16 11 0.95 0.90 0.91 0.95 0.95 0.91 0.90 0.96 0.95 0.97 0.96 0.97 0.97 0.94 0.90 0.94 0.93 0.90 0.90 0.93 0.000481 0.000461 0.000419 0.000495 0.000464 0.000436 0.000472 0.000418 0.000448 0.001955 0.001786 0.002058 0.002047 0.000459 0.001088 0.000477 0.000496 0.000462 0.000483 0.000502 6223 6301 6302 6303 6304 6305 6306 6307 6308 6309 6310 6311 6312 6314 6315 6316 6317 6318 6319 - 19 11 9 9 12 13 13 7 8 9 8 4 7 10 9 6 6 9 8 - 0.94 0.96 0.95 0.96 0.96 0.95 0.95 0.96 0.96 0.96 0.96 0.97 0.97 0.96 0.96 0.97 0.97 0.96 0.95 - 0.000877 0.001453 0.001173 0.001126 0.001125 0.001102 0.001115 0.001166 0.001161 0.001077 0.001811 0.001960 0.001163 0.001105 0.001071 0.001202 0.001215 0.001118 0.001816 - LIV �ANEXOS ANEXO 17 EJEMPLO DE LA LITERATURA QUE SE RESUELVE CON EL MÉTODO DEL GRADIENTE IMPLEMENTADO EN LA APLICACIÓN “OCUPAHOTEL MTH” La red mostrada en la Figura 1 tiene una válvula en la tubería 2-3, la cual se encuentra parcialmente cerrada y produce una pérdida menor local de 10.0 V2/2g, la presión en el punto 1 es 100 mca. Se puede suponer que en todos los tubos, salvo en el tramo 2-3 las pérdidas menores son despreciables. Los demás datos se muestran en la Figura 1. Figura 1. Red hidráulica para resolver mediante el Método del Gradiente [78]. Figura 2. Resultados del cálculo de la red en una versión de la aplicación OcupaHotel MTH. LV �ANEXOS ANEXO 18 COMPARACIÓN DE LOS RESULTADOS ENTRE EL EPANET Y LA APLICACIÓN OCUPAHOTEL MTH, TENIENDO EN CUENTA LAS OPERACIONES DEL ALGORITMO DE OPTIMIACIÓN DE LA VELOCIDAD DE LA BOMBA Caudales Tramo 1-2 3-4 2-3 4-5 5-6 6-7 7-A 12-13 11-12 A-A3 A3-A2 A2-A1 B2-B3 B1-B2 A3-A31 A31-A33 A31-A32 A2-A21 A21-A22 A21-A23 A1-A11 A11-A12 A11-A13 B31-B3 B21-B2 B11-B1 A-C C-C3 C3-C31 C31-C32 C31-C33 C3-C2 C2-C1 C2-C21 Caudal Esperado (l/s) 2,16 2,16 2,16 2,16 2,16 2,16 2,16 2,16 2,16 1,09 0,71 0,35 0,71 0,35 0,38 0,18 0,20 0,36 0,19 0,17 0,35 0,18 0,16 0,38 0,36 0,35 1,07 1,07 0,37 0,20 0,17 0,70 0,34 0,36 Caudal Calculado (l/s) 2,1600 2,1600 2,1600 2,1600 2,1600 2,1600 2,1600 2,1600 2,1600 1,0910 0,7116 0,3469 0,7116 0,3469 0,3795 0,1767 0,2027 0,3647 0,1909 0,1709 0,3469 0,1849 0,1620 0,3795 0,3647 0,3469 1,0690 1,0690 0,3721 0,1984 0,1737 0,6968 0,3401 0,3568 CE-CC (l/s) 0,0000 0,0000 0,0000 0,0000 0,0000 0,0000 0,0000 0,0000 0,0000 -0,0010 -0,0016 0,0031 -0,0016 0,0031 0,0005 0,0000 -0,0027 -0,0047 0,0029 0,0000 0,0031 0,0000 0,0000 0,0005 -0,0047 0,0031 0,0010 0,0010 -0,0021 0,0016 -0,0037 0,0032 0,0000 0,0032 Error Porcentual (%) 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,09 0,22 0,90 0,22 0,90 0,14 0,00 1,36 1,31 1,50 0,00 0,90 0,00 0,00 0,14 1,31 0,90 0,09 0,09 0,58 0,78 2,18 0,45 0,01 0,89 LVI �ANEXOS C21-C22 C21-C23 C1-C11 C11-C12 C11-C13 D31-D3 D21-D2 D2-D3 D1-D2 D11-D1 D3-D B3-B D-B 10-11 9-10 8-9 B -8 0,19 0,17 0,34 0,18 0,16 0,37 0,36 0,70 0,34 0,34 1,07 1,09 1,07 2,16 2,16 2,16 2,16 0,1896 0,1672 0,3401 0,1815 0,1586 0,3721 0,3568 0,6968 0,3401 0,3401 1,0690 1,0910 1,0690 2,1600 2,1600 2,1600 2,1600 0,0004 0,0028 0,0000 -0,0015 0,0014 -0,0021 0,0032 0,0032 0,0000 0,0000 0,0010 -0,0010 0,0010 0,0000 0,0000 0,0000 0,0000 0,19 1,67 0,01 0,83 0,90 0,58 0,89 0,45 0,01 0,01 0,09 0,09 0,09 0,00 0,00 0,00 0,00 Figura 1. Gráfico de los errores porcentuales de los caudales para ocupación máxima. Presiones Nodo 2 3 4 5 6 7 A A3 A2 A1 Presión Esperada (mca) 34,36 31,5 31,1 19,25 19,22 22,31 21,98 22,06 24,75 27,41 Presión Calculada (mca) 34,283 31,424 31,021 19,172 19,144 22,231 21,901 21,981 24,675 27,336 PE-PC (mca) 0,077 0,076 0,079 0,078 0,076 0,079 0,079 0,079 0,075 0,074 Error Porcentual (%) 0,22 0,24 0,25 0,41 0,40 0,35 0,36 0,36 0,30 0,27 LVII �ANEXOS A31 A21 A11 B B3 B2 B1 B31 B21 B11 C C3 C2 C1 C31 C21 C11 D D1 D2 D3 D31 D21 D11 8 9 10 11 12 13 14 18,65 21,65 24,56 4,19 11,08 14,56 18,1 13,31 16,64 19,99 21,97 22,62 25,33 28 19,33 22,31 25,25 4,2 19,01 15,48 12,01 14,17 17,48 20,83 3,86 0,75 0,72 12,47 12,07 12,06 11,71 18,573 21,528 24,481 4,1018 11,001 14,487 18,026 13,234 16,563 19,910 21,892 22,542 25,252 27,929 19,259 22,236 25,181 4,111 18,952 15,430 11,960 14,109 17,420 20,766 3,772 0,659 0,630 12,382 11,979 11,969 11,614 0,077 0,122 0,079 0,0882 0,079 0,073 0,074 0,076 0,077 0,08 0,078 0,078 0,078 0,071 0,071 0,074 0,069 0,0891 0,058 0,05 0,05 0,061 0,06 0,064 0,0885 0,09119 0,08973 0,088 0,091 0,091 0,096 0,41 0,56 0,32 2,11 0,71 0,50 0,41 0,57 0,46 0,40 0,36 0,34 0,31 0,25 0,37 0,33 0,27 2,12 0,31 0,32 0,42 0,43 0,34 0,31 2,29 12,16 12,46 0,71 0,75 0,75 0,82 Figura 2. Gráfico de los errores porcentuales de las presiones para ocupación máxima. LVIII �ANEXOS ANEXO 19 TODAS LAS VARIANTES DE SOLUCIONES PARA LA BÚSQUEDA EXHAUSTIVA DEL CASO DE ESTUDIO Orden Comb.(Bi) Código(Oi) 6 22 00010101 7 23 00010110 5 20 00010011 37 134 10000101 38 135 10000110 36 132 10000011 12 38 00100101 13 39 00100110 11 36 00100011 1 8 00000111 42 146 10010001 43 147 10010010 18 51 00110010 17 50 00110001 3 14 00001101 44 149 10010100 19 53 00110100 9 27 00011010 8 26 00011001 14 42 00101001 4 15 00001110 IEG(kW) 6319 6318 6223 6222 6120 6119 6317 6316 6221 6220 6118 6117 0,4089319 0 1 0 0 1 1 1 0 1 1 1 0 0,4175959 0 1 0 0 1 1 1 0 1 1 0 1 0,4179847 0 1 0 0 1 1 1 0 0 1 1 1 0,4193218 0 1 0 1 0 1 1 0 1 1 1 0 0,4193718 0 1 0 1 0 1 1 0 1 1 0 1 0,4195616 0 1 0 1 0 1 1 0 0 1 1 1 0,4196415 0 1 1 0 0 1 1 0 1 1 1 0 0,4198251 0 1 1 0 0 1 1 0 1 1 0 1 0,4200362 0 1 1 0 0 1 1 0 0 1 1 1 0,4215017 0 1 0 0 0 1 1 0 1 1 1 1 0,4244466 0 1 0 1 1 1 1 0 0 1 1 0 0,4245746 0 1 0 1 1 1 1 0 0 1 0 1 0,425207 0 1 1 0 1 1 1 0 0 1 0 1 0,4252187 0 1 1 0 1 1 1 0 0 1 1 0 0,4300518 1 1 0 0 0 1 1 0 1 1 1 0 0,4335497 0 1 0 1 1 1 1 0 1 1 0 0 0,433956 0 1 1 0 1 1 1 0 1 1 0 0 0,4355009 1 1 0 0 1 1 1 0 0 1 0 1 0,4355091 1 1 0 0 1 1 1 0 0 1 1 0 0,4372264 1 1 1 0 0 1 1 0 0 1 1 0 0,4393614 1 1 0 0 0 1 1 0 1 1 0 1 LIX �ANEXOS 2 47 46 39 40 15 27 28 51 52 32 31 10 48 23 22 21 41 16 29 33 50 45 20 12 163 162 138 139 43 82 83 194 195 99 98 29 165 71 70 68 141 45 85 101 177 153 57 00001011 10100010 10100001 10001001 10001010 00101010 01010001 01010010 11000001 11000010 01100010 01100001 00011100 10100100 01000110 01000101 01000011 10001100 00101100 01010100 01100100 10110000 10011000 00111000 0,4395342 0,4444975 0,444672 0,445874 0,4460035 0,4467208 0,4510428 0,4512264 0,4522439 0,4526132 0,4531641 0,4532141 0,4536345 0,4536543 0,4548363 0,4548994 0,4550741 0,4551546 0,4558724 0,460166 0,4620933 0,4691371 0,4705373 0,4710298 1 0 0 1 1 1 0 0 0 0 0 0 1 0 0 0 0 1 1 0 0 0 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 0 1 1 0 0 1 0 0 0 0 1 1 0 1 0 0 0 0 1 0 1 1 0 1 0 1 1 1 1 0 0 0 1 1 0 0 0 1 0 0 0 1 0 0 0 1 1 0 0 0 0 0 0 0 1 1 0 0 0 0 1 0 0 0 0 0 0 1 0 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 0 0 0 0 0 0 1 1 1 1 1 1 0 0 1 1 1 0 0 1 1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 1 1 1 1 0 1 1 1 1 0 0 0 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 0 1 1 0 0 1 0 1 0 0 1 0 0 0 1 1 0 0 0 0 0 0 0 1 1 0 0 1 1 0 1 0 1 1 0 0 0 1 0 1 0 0 0 0 0 0 0 LX �ANEXOS 53 24 25 55 35 26 30 34 49 56 54 197 74 75 209 113 77 89 105 169 225 201 11000100 01001001 01001010 11010000 01110000 01001100 01011000 01101000 10101000 11100000 11001000 0,4710777 0,4735402 0,4736775 0,4766822 0,4773174 0,4828343 0,4886337 0,4905957 0,4921669 0,498635 0,4998051 0 1 1 0 0 1 1 1 1 0 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 0 0 0 0 1 0 0 1 1 1 0 1 0 0 1 0 0 0 0 1 1 1 0 0 0 1 1 0 1 0 0 0 0 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 0 1 1 1 0 0 0 0 1 0 0 0 0 0 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 0 1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 1 0 0 0 0 0 0 0 0 LXI �ANEXOS ANEXO 20 EXPRESIONES DE LA BOMBA CENTRÍFUGA Y DE LA RED HIDRÁULICA PARA LA OCUPACIÓN PATRÓN DEL CASO DE ESTUDIO Figura 3.17. Expresiones de las leyes de proporcionalidad de la bomba centrífuga en valores porcentuales en correspondencia con la ocupación patrón. Tabla 1. Expresiones de la bomba para la ocupación patrón de las habitaciones. Escalón 6221 6118 6120 6220 6222 6117 6119 6319 Q (m3/s) 0 0,00379 0,00991 0 0,00384 0,01006 0 0,00384 0,01006 0 0,00407 0,01063 0 0,00418 0,01092 0 0,00434 0,01135 0 0,00434 0,01135 0 0,00439 0,01149 H (m) 19,90 16,99 0 20,48 17,49 0 20,48 17,49 0 22,89 19,54 0 24,15 20,61 0 26,09 22,28 0 26,09 22,28 0 26,76 22,84 0 Ecuación de la Bomba H = -202 395,0075· Q2 + 19,9029221 H = -202 395,0075·Q2 + 20,48355631 H = -202 395,0075·Q2 + 20,48355631 H = -202 395,0075·Q2 + 22,89454064 H = -202 395,0075·Q2 + 24,14777311 H = -202 395,0075·Q2 + 26,09553469 H = -202 395,0075·Q2 + 26,09553469 H = -202 395,0075·Q2 + 26,75978478 LXII �ANEXOS 6317 6223 6318 6316 0 0,00451 0,01179 0 0,00467 0,01222 0 0,00484 0,01265 0 0,00500 0,01308 28,12 24,00 0 30,21 25,79 0 32,38 27,64 0 34,63 29,56 0 H = -202 395,0075·Q2 + 28,11608104 H = -202 395,0075·Q2 + 30,21196229 H = -202 395,0075·Q2 + 32,38317844 H = -202 395,0075·Q2 + 34,62972948 Tabla 2. Expresiones de la Red Hidráulica para la ocupación patrón de las habitaciones. Escalón 6221 6118 6120 6220 6222 6117 6119 6319 6317 6223 6318 6316 Q (m3/s) 0 0,00016 0,00032 0 0,00032 0,00064 0 0,00048 0,00096 0 0,00064 0,00128 0 0,0008 0,0016 0 0,00096 0,00192 0 0,00116 0,00232 0 0,00136 0,00272 0 0,00156 0,00312 0 0,00176 0,00352 0 0,00196 0,00372 0 0,00216 0,00392 H (m) 15,15 19,90 33,10 15,15 19,90 36,09 15,15 19,80 36,77 15,15 22,20 44,91 15,15 23,40 50,09 15,15 25,90 57,50 15,15 25,80 57,16 15,15 25,70 60,76 15,15 26,90 63,39 15,15 29,60 72,61 15,15 30,90 74,57 15,15 33,70 76,56 Ecuaciones de la Red Hidráulica H = 165 097 656,2500020·Q2 + 3 271,8750000·Q + 15,1500000 H = 55 844 726,5625000·Q2 – 3 026,5625000·Q + 15,1500000 H = 26 727 430,5555559·Q2 – 3 141,6666667·Q + 15,1500000 H = 19 112 548,8281251·Q2 – 1 216,4062500·Q + 15,1500000 H = 14 408 593,7500001·Q2 – 1 214,3750000·Q + 15,1500000 H = 11 310 221,3541667·Q2 + 340,1041667·Q + 15,1500000 H = 7 693 965,5172414·Q2 + 256,0344828·Q + 15,1500000 H = 6 626 027,2491349·Q2 – 1 254,0441176·Q + 15,1500000 H = 5 083 620,9730440·Q2 - 398,3974359·Q + 15,1500000 H = 4 610 182,0764463·Q2 + 96,3068182·Q + 15,1500000 H = 4 510 041,3699204·Q2 - 803,9667993·Q + 15,1500000 H = 4 020 782,8712293·Q2 - 96,9280389·Q + 15,1500000 LXIII �ANEXOS ANEXO 21 ANÁLISIS ECONÓMICO DE LA IMPLEMENTACIÓN DEL PROCEDIMIENTO EN EL HOTEL BLAU COSTA VERDE Figura 1. Descripción de los trabajos de ingeniería y la asignación de los recursos por tareas. LXIV �ANEXOS Tabla 1. Gastos específicos: Transporte, (distancia, Km).(2).(0,98$/l)/(índice Km/l=7).(cantidad de viajes) Diesel Sub-Total Alimentación y Hospedaje Hospedaje Desayuno Almuerzo Comida Sub-Total Total CUC/Viajes 56,00 CUC/día 7,00 1,50 4,00 4,00 16,50 Viajes 4 Cantidad 5 5 5 5 20 CUC 224,00 224,00 días 15 15 15 15 CUC 525,00 112,50 300,00 300,00 1237,50 2699,00 LXV �ANEXOS Tabla 2. Flujo de caja del proyecto: Implementación del procedimiento para la optimización de la operación del SCCAH del Hotel Blau Costa Verde. Escenario 1: cuando se opera el SCCAH empleando el modelo termo–hidráulico, optimizando el sistema solo variando la ocupación. DESCRIPCIÓN Costos de operaciones del hotel en energía eléctrica 2014 2015 2016 2017 2018 2019 TOTAL Costos sin inversión (2) M$ 334.490 334.490 334.490 334.490 334.490 334.490 2.006.940 Costos con inversión (1) 297.180 M$ 297.180 297.180 297.180 297.180 297.180 08.360 1.783.080 M$ (26.130) (26.130) (26.130) (26.130) (26.130) (26.130) (223.860) Incremento de los Costos (1-2) Resumen estado de resultado del proyecto, CUC$x'000 ESTADO DE RESULTADO Ingresos Costo de Operación Utilidad de Operaciones Depreciación Valor Residual Costos Financieros Utilidades Brutas Reservas para contingencias (5 %) Utilidades Imponibles Impuestos Sobre Utilidades Utilidad Neta 2014 37.310 10.035 27.275 188 2015 2016 2017 2018 2019 37.310 37.310 37.310 37.310 37.310 10.035 10.035 10.035 10.035 10.035 27.275 27.275 27.275 27.275 27.275 188 188 188 M$ M$ M$ M$ M$ M$ M$ M$ M$ 27.088 27.088 27.088 27.088 27.088 27.088 1.354 1.354 1.354 1.354 1.354 1.354 25.733 25.733 25.733 25.733 25.733 25.733 M$ M$ 9.007 16.727 9.007 16.727 9.007 16.727 9.007 16.727 9.007 16.727 9.007 16.727 Total 223.860 60.208 163.652 750 162.902 8.145 154.757 54.165 100.592 LXVI �ANEXOS UM:MCUC Utilidad Neta del Proyecto Más Depreciación Valor Residual Más Reservas para Contingencias Efectivo Neto Aumento o disminución capital de trabajo Inversiones M$ M$ M$ M$ M$ M$ M$ 2014 16.727 188 2015 2016 16.727 16.727 188 188 2017 16.727 188 2018 16.727 - 2019 16.727 - 1.354 18.269 1.354 18.269 1.354 18.269 1.354 18.269 1.354 18.269 1.354 18.269 10.806 10.806 40.205 Flujo de Caja Neto del Proyecto M$ (29.399) 10.806 10.744 10.744 Flujo de Caja Acumulado M$ (21.936) (3.668) (14.601) 32.869 51.076 69.282 Tasa Interna de Retorno,(TIR) 78.67% Tasa de Descuento Valor Actualizado Neto, (VAN) Periodo de Recuperación 0,0% 0,0% 41.9% 64,6% 0,0% 5,0% 10,0% 15,0% 74,2% 78,7% 0 0 0 0 TOTAL 100.592 750 8.145 64.711 40.205 69.282 $69.282 $54.340 $42.941 $24.118 2 Años 2 meses 0 0 2.40924 1 1 0 0 0 LXVII � Dublin Core The Dublin Core metadata element set is common to all Omeka records, including items, files, and collections. For more information see, http://dublincore.org/documents/dces/. Title A name given to the resource Tesis Text A resource consisting primarily of words for reading. Examples include books, letters, dissertations, poems, newspapers, articles, archives of mailing lists. Note that facsimiles or images of texts are still of the genre Text. Dublin Core The Dublin Core metadata element set is common to all Omeka records, including items, files, and collections. For more information see, http://dublincore.org/documents/dces/. Title A name given to the resource Procedimiento para la optimización energética de la operación de los sistemas de climatización centralizados todo-agua en hoteles Creator An entity primarily responsible for making the resource Reineris Montero Laurencio Publisher An entity responsible for making the resource available Editorial Digital Universitaria de Moa Date A point or period of time associated with an event in the lifecycle of the resource 2013 Type The nature or genre of the resource Tesis doctoral https://repoedum.ismm.edu.cu/files/original/ba49dfdcdd18bea4f630452a4dbdc15c.pdf 899012f4197db862dc083d41b325b458 PDF Text Text Tesis de maestría DIAGNÓSTICO ENERGÉTICO-AMBIENTAL EN HOSPITALES. ¨ ESTUDIO DE CASO HOSPITAL GUILLERMO LUIS FERNÁNDEZ HERNÁNDEZ-BAQUERO ¨ Ramón Alberto Martija Herrera �Diagnóstico energético ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Pensamiento: “La mayoría de las ideas fundamentales de la ciencia son esencialmente sencillas y, por regla general pueden ser expresadas en un lenguaje comprensible para todos”. Albert Einstein Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera �Diagnóstico energético ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Dedicatoria: Dedico este trabajo a mi madre, a mis hijos para que les sirva de ejemplo en el afán de la superación constante, a mis hermanos, en especial a Lizbel por el apoyo brindado, a mis padres, al que me crio y al biológico, aunque ya no esté presente. A mi esposa por la comprensión de privarse de mi presencia en tantas ocasiones. A todos aquellos que me han apoyado y han confiado en mí. A La Revolución y a nuestros héroes y mártires que hicieron posible la materialización de sueños como este. Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Agradecimientos: A todos los profesores del CEETAM y de la maestría que con su entrega diaria me prepararon en este afán. A los directivos y trabajadores del hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero, que de una forma u otra contribuyeron con el resultado exitoso de la investigación. A mis tutores, el MSc. Gabriel Hernández Ramírez y los Doctores Allán Pierra Conde y Secundino Marrero Ramírez y a mi consultante el MSc. Reineris Montero, quienes me guiaron en este bregar. A todos, muchas GRACIAS Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero RESUMEN: El hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero, está entre las entidades máximas consumidoras de portadores energéticos en el territorio fuera de las entidades del níquel, fundamentalmente energía eléctrica. Es por ello que en la presente investigación se parte de las insuficiencias detectadas en el sistema de gestión energética y ambiental de esta institución, por lo que a través de la revisión de las informaciones y documentos disponibles, la observación práctica detallada y participativa de y con los elementos del campo de acción, así como entrevistas a expertos sobre el comportamiento histórico de las principales variables, se realiza un análisis sintético para la determinación de las características, potencialidades y elementos adversos, que a la postre permitieron decidir la estrategia a seguir. En nuestro caso valoramos la Gestión Energética y el comportamiento de los portadores energéticos, así como la Gestión Ambiental y el tratamiento de residuales en esta institución, como estudio de caso para realizar un diagnóstico integral Energético-Ambiental para instalaciones hospitalarias, que incluyó la determinación de los puestos claves, los operarios y directivos primarios involucrados en los mismo, características del sistema de suministro eléctrico, reservas energéticas, posibilidades de redimensionamiento de las estrategias, tratamiento de los residuales, emanaciones contaminantes y posibles inversiones, entre otros, elementos con los cuales realizamos nuestra propuesta. Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Summary: The hospital Guillermo Luis Fernández Hernández Baquero is mainly among the maximum consumers of electric power at the territory out of the entities of the nickel, fundamentally. The current investigation hence deports from the insufficiencies detected in this institution's system of energetic and environmental steps, for that through the revision of the reports and available documents, the practical detailed and communicative observation of and with the elements of area of responsibility, as well as interviews to experts on the historic behavior of principal variables, a synthetic analysis for the determination of characteristics, potentialities and adverse elements are accomplished, than to humble her they permitted deciding strategy to follow. In our case we appraise the Energy Management and the energetic bearer’s behavior, as well as the Ambient Management and the treatment of residual at this institution, as a study of case to realize one integral Energetic Ambient diagnosis for hospitable facilities, the fact that the determination of jobs included keys, the laborers and primary executives implicated in the same, characteristic of supplying electric system, you reserve energetic, redimensionamiento's possibilities of strategies, treatment of residual, contaminating emanations and possible investments, among others, elements that we accomplished our proposal with. Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero INDICE 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 2.1 2.2 2.3 2.3.1 2.3.2 2.3.3 2.3.4 2.3.5 2.3.6 2.4 2.5 2.5.1 2.5.2 2.6 Introducción 1 Capítulo I Fundamentos teóricos para el Diagnóstico Energético Ambiental en Hospitales Introducción Estado del arte Generalidades del Sistema de Gestión Energética y Ambiental Características de los problemas detectados en la institución Conclusiones del capítulo 7 8 16 23 29 Capítulo II Sistema de Gestión Energética y particularidades del sistema de suministro eléctrico Introducción Caracterización general de la institución objeto de estudio Generalidades del Sistema de Gestión Energética en la entidad Áreas y equipos claves y personal que decide en el consumo de energía Banco de problemas energéticos Elementos generales de la insuficiente Gestión Energética Comportamiento del consumo de portadores energéticos Generalidades del sistema de suministro eléctrico Resultados de la aplicación de las herramientas del SGTEE Plan de medidas cuantificado para la solución al Banco de Problemas Energéticos SGTEE en la entidad Propuesta de inversión para la institución Valoración económica Conclusiones del capítulo Capítulo 3.1 3.2 3.2.1 3.2.2 3.2.3 3.2.4 3.3 3.4 30 30 31 33 33 34 39 41 52 59 60 61 65 67 III Sistema de Gestión Ambiental y particularidades del tratamiento de residuales Introducción Generalidades del Sistema de Gestión Ambiental Prioridades ambientales y personas que deciden en las mismas. Aspectos ambientales a resolver Elementos generales de la insuficiente Gestión Ambiental SGA y tratamiento de residuales Plan de medidas para dar solución a los aspectos ambientales a resolver Conclusiones del capítulo Conclusiones Generales Recomendaciones Bibliografía Anexos Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 69 69 74 75 77 79 84 85 87 88 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero INTRODUCCIÓN: Hasta el día de hoy y desafortunadamente, de un futuro no tan lejano, el 80 % de las necesidades energéticas de nuestro planeta se satisfacen con la utilización de combustibles fósiles (Petróleo, Gas, Carbón). Todos ellos extinguibles, fuertemente contaminantes y utilizados en forma ineficiente, por el interés predominante de la producción de energía sobre su efecto ecológico. Gran cantidad de los problemas del uso ineficiente de la energía en la industria y los servicios se deben a la gestión inadecuada en la administración de los mismos y no a la capacidad o actualización de la tecnología productiva o de servicios existentes. La gestión energética generalmente se hace tan cíclica como lo son los aumentos y caídas de los precios de los recursos energéticos primarios que se consumen. Sin embargo, en los últimos tiempos el crecimiento de los costos energéticos ha pasado a ser parte preocupante y creciente dentro de los costos de producción y los métodos tradicionales de administración de los recursos energéticos, los cuales no logran bajarlos sin realizar grandes inversiones en cambios tecnológicos. La importancia de reducir el consumo de estas fuentes primarias se ha transformado de un problema económico a un problema vital, y de un problema vital del futuro a uno de los mayores accidentes que ya padecemos en el desarrollo de la humanidad. Las lluvias ácidas, las catástrofes naturales, las consecuencias del efecto invernadero y de la disminución de la capa de ozono, son secuelas que debemos curar con una nueva vía de producción energética que recorre desde el control de los procesos actuales, el incremento de su eficiencia y nuevos hábitos de consumo, hasta el cambio de estructuras a una utilización descentralizada de las fuentes renovables, inagotables y de bajo impacto ambiental. Cuba, con pobres reservas de combustibles fósiles, está obligada a trabajar de forma sistemática al lado de la demanda para lograr disminuir los consumos totales de energía y en este caso la eficiencia energética tiene un potencial alto de ahorro y es considerado por muchos especialistas como una fuente renovable de energía sin costo ambiental. Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 1 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Es por ello que se han trazado estrategias para disminuir los consumos de combustibles, lo que posibilitó que a partir de los años 90 del siglo XX, la economía cubana comenzara un proceso de reanimación económica anual consumiendo prácticamente la mitad y menos del combustible que se consumía en los años 80. El hospital Guillermo Luís Fernández Hernández Baquero se encuentra ubicado en la ciudad de Moa de la provincia de Holguín, es de carácter general y cuenta con más de 400 camas, su campo de acción comprende a los municipios de Moa, Sagua de Tánamo y Frank País. Es una institución pública que presta servicios tanto de consultas como de hospitalización en todas las áreas de la medicina. Atiende un promedio de 7 800 pacientes al mes entre consultados y hospitalizados. Este se comenzó a construir en el año 1984 siendo su costo valorado en 10 millones de pesos aproximadamente, su construcción total duró 7 años, aumentando su costo total en 18 millones de pesos, de ellos tres corresponden a construcción y montaje, cinco a equipamientos, de estos últimos cuatro corresponden a equipamiento médico y uno a equipamiento no médico. En esta institución se han realizado varios estudios energéticos anteriores, así como algunos acercamientos aislados a la problemática ambiental, sin embargo, nunca se ha realizado un estudio combinado de estos dos elementos, donde se introduzca la Gestión Ambiental como un componente importante dentro de la Gestión Energética, donde se aprovechan técnicas de esta última para fundamentar la primera. En concordancia con lo anterior, el presente estudio parte del análisis de otros trabajos anteriores realizados en este centro asistencial, que tienen estrecha relación con las características específicas del consumo de portadores energéticos del mismo. Se abordan problemas no resueltos en este sentido y los problemas ambientales existentes, que influyen en el desconocimiento de las características particulares del sistema de consumo, aparejado a la descripción de los portadores energéticos y demás informaciones que apoyan una futura implementación de un sistema de gestión integral para una mejor explotación de la instalación. Es por ello que para identificar claramente la situación se valoró la realización de un diagnóstico preliminar o de recorrido lo cual permitió conocer la situación que presenta el centro en materia de Gestión Energética y Gestión Ambiental, centrándose el estudio en la recolección de información y su análisis, con énfasis fundamental en la identificación en las fuentes de posible mejoramiento en ambos Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 2 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero casos, dejando a la entidad el diagnóstico profundo o de monitoreo, lo cual le va a permitir controlar de forma permanente el Sistema de Gestión Energética (SGE) y el Sistema de Gestión Ambiental (SGA), para lo que definimos como: Problema científico: Incorrecta valoración del consumo de portadores energéticos y deterioro de los indicadores ambientales por deficiente diagnóstico energético y ambiental. Objetivo General Implementar el diagnóstico energético y ambiental en el hospital Guillermo Luis Fernández Hernández Baquero del municipio Moa, como caso de estudio para instalaciones hospitalarias, para valorar el consumo de los portadores energéticos y su desempeño ambiental. Objetivos específicos: 1. Caracterizar el estado actual y perspectivo de la gestión energética y ambiental en hospitales, utilizando como caso de estudio el hospital Guillermo Luis Fernández Hernández Baquero de Moa. 2. Diagnosticar el comportamiento del consumo de portadores energéticos y la proyección ambiental en este centro asistencial. 3. Valorar dentro de las variantes para instalaciones hospitalarias las que pueden ser aplicadas a esta institución desde el punto de vista energético y ambiental. 4. Proponer un sistema de acciones que propicien la realización del diagnóstico energético y ambiental para mejorar los índices de consumo de portadores energéticos y la proyección ambiental en instalaciones hospitalarias, utilizando la experiencia en el hospital caso de estudio. Hipótesis de trabajo: El diagnóstico energético y ambiental del hospital Guillermo Luis Fernández Hernández Baquero, contribuirá a determinar las herramientas más apropiadas para Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 3 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero estos fines en instalaciones hospitalarias y así lograr el ahorro de portadores energéticos y la proyección ambiental de estas instituciones. Objeto de estudio: Diagnóstico energético y ambiental en instalaciones hospitalarias Campo de acción: Gestión energética y ambiental en el Hospital Guillermo Luis Fernández HernándezBaquero. Métodos teóricos: Histórico- Lógico, se aplica atendiendo a la necesidad de revisar toda la información disponible, obteniéndose primeramente la descripción del objeto estudiado y partiendo de esta base, extraer los rasgos más sobresalientes que marcan la tendencia sobre el conocimiento en el campo de acción. Análisis y síntesis, se emplea para el análisis de los documentos, experiencias y elementos que sustentan el trabajo en materia de gestión energética y ambiental. Hipotético- Deductivo, nos permite observar las características, potencialidades y elementos adversos en el campo de acción de forma general, para sobre esa base decidir la estrategia a seguir. Métodos empíricos: Observación: Se emplea para obtener una percepción práctica detallada y participativa de y con los elementos del campo de acción y el objeto de estudio, así como de los factores a tener en cuenta para la elaboración de la estrategia a seguir. Entrevistas a expertos: Se utiliza para profundizar en el conocimiento de las potencialidades reales de accionar sobre el campo de acción, así como en el dominio que estos poseen del objeto de estudio y posibles propuestas. Estadísticos: Se utilizan para el cálculo y cómputo de los resultados del estudio realizado, valorando fundamentalmente las medidas de tendencia central. Como podemos observar, dentro de esta investigación hemos utilizado técnicas tanto cuantitativas como cualitativas, el uso tanto de unas como de otras ha sido necesario porque nos han brindado una panorámica sobre las causas que generan el fenómeno. Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 4 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Procedimientos: Revisión bibliográfica: Se consultan los principales estudios realizados en la institución en materia de Gestión Energética y proyección ambiental. Determinación de la información necesaria: Se determinan las informaciones que son necesarias para la realización del diagnóstico. Selección de las unidades, áreas y equipos: Se realiza la selección de las unidades, áreas y equipos donde se realizará el diagnóstico. Planificación de los recursos y el tiempo: Se dosifica el tiempo y los recursos y materiales necesarios para la realización del diagnóstico. Revisión metodológica en los lugares claves: Se valora la metodología a aplicar en cada uno de los lugares claves a diagnosticar, de acuerdo a las particularidades de cada uno. Recopilación de la información: Se realiza la recogida de información sobre las características del diagnóstico a realizar y los lugares claves. Elaboración del plan de mediciones: Se determinan las mediciones necesarias en cada unidad, área y equipo para la realización del diagnóstico. Mediciones de campo: Se realizan las mediciones que se planificaron para cada unidad, área y equipo objeto del diagnóstico. Recopilación y filtrado de los datos: Se recopilan los datos obtenidos durante las mediciones de campo y se seleccionan los de interés para el diagnóstico. Procesamiento de los datos y análisis de los resultados: Se procesan los datos obtenidos y se valoran los resultados que estos arrojan. Determinación de posibles medidas: Se valora, desde la perspectiva que arrojan los resultados, las posibles medidas a aplicar para solucionar los problemas detectados. Estimación de los potenciales de ahorro energético y gestión ambiental: Se valora hacia donde debe encaminarse la gestión, de forma que se genere un ahorro Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 5 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero energético con su implicación económica y las potencialidades para mejorar la gestión ambiental. Definición de las medidas de ahorro y mejora de la eficiencia energética y la gestión ambiental: Se definen las medidas más adecuadas para lograr el ahorro de los portadores energéticos, la mejora de la eficiencia energética y la gestión ambiental. Elaboración y presentación del informe final: Se elabora el informe final con los resultados que arroja el diagnóstico y se presenta a los directivos que definen en la puesta en vigor de las recomendaciones de la investigación. Estructuración de la investigación: La presente investigación está estructurada en resumen, introducción y tres capítulos, así como las conclusiones, recomendaciones, bibliografía y anexos. En la introducción se definen, entre otros, los elementos técnico- metodológicos de la investigación; en el primer capítulo se abordan los fundamentos teóricos que sustentan la misma, en el segundo el sistema de gestión energética y particularidades del sistema de suministro eléctrico y en el tercero el sistema de gestión ambiental y particularidades del tratamiento de residuales. Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 6 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero CAPITULO I: Fundamentos teóricos para el Diagnóstico Energético Ambiental en Hospitales 1.1 Introducción: El uso por el hombre de la energía en cualquiera de sus formas, ha marcado el desarrollo de la sociedad humana en cada una de sus etapas evolutivas, desde el dominio del fuego hasta el uso de la energía nuclear en nuestros días. La humanidad, a lo largo de los años, ha perfeccionado su utilización, pasando por los métodos más rudimentarios de manejo a los más complejos aplicados en la actualidad, siempre con la finalidad de satisfacer sus necesidades. En los momentos actuales se ha recurrido al uso de la energía eólica y solar por dos razones fundamentales, lo barato de su costo y la no contaminación del ambiente, pudiera pensarse que es un descubrimiento de nuestros días, sin embargo el hombre de por siempre ha utilizado el calor del sol para disímiles fines y los molinos de viento son utilizados desde tiempos inmemoriales. Toda técnica desarrollada por el hombre implica el uso de la energía, es por ello que resulta necesario valorar la importancia de su uso racional, siempre evitando los efectos contaminantes al medio. Por estas y otras razones, velar por el manejo eficiente y racional de los portadores energéticos, sin afectar los procesos productivos, es una urgencia del momento, en tal sentido, además de fuentes de energía ya mencionadas, se valoran otras no agotables, que a su vez mitiguen los impactos ambientales, como el uso del hidrógeno y las fuerzas hídricas como portadores energéticos en sustitución de los combustibles fósiles. Actualmente se realizan numerosos trabajos de implantación del sistema de gestión energética y ambiental en todo el planeta. En nuestro caso dedicaremos este capítulo a abordar las teorías que a nuestra consideración fundamentan nuestro estudio. Por ser la energía eléctrica, el portador que más incide en el consumo de portadores en el hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero de nuestro territorio, centraremos el análisis en algunos elementos determinantes de la misma como redes eléctricas, aprovechamiento eléctrico, factor de potencia, caída de tensión y energía reactiva, entre otros para la parte energética, así como en los elementos de la Gestión Ambiental y el tratamiento de residuales en esta institución, que nos permita Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 7 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero contar con las herramientas teóricas que fundamenten el diagnóstico energético y ambiental en instalaciones hospitalarias. Para ello debemos partir de qué es un diagnóstico, sus particularidades y el tipo de diagnóstico a realizar. El diagnóstico constituye una etapa básica, de máxima importancia dentro de todas las actividades incluidas en la organización, seguimiento y evaluación de un programa determinado, el que a su vez constituye la pieza fundamental en un sistema de gestión, ya sea energético, ambiental o de otra índole. Para el diagnóstico energético se emplean distintas técnicas para evaluar el grado de eficiencia con que se produce, transforma y usa la energía, en el caso del ambiental para evaluar el impacto que provocan las diferentes fuentes contaminantes, así como el tratamiento dado a las mismas, de forma que minimicen los efectos nocivos, en ambos casos definiéndose dos tipos de diagnósticos fundamentales: el de nivel 1, también denominado preliminar o de recorrido y el de nivel 2 (diagnóstico profundo o de monitoreo) (COLECTIVO DE AUTORES CEEMA 2006) (11). En nuestro caso se realizó un diagnóstico de nivel 1. 1.2 Estado del arte El diagnóstico energético constituye la herramienta básica para saber cuánto, có mo, dónde y por qué se consume la energía dentro de una empresa, para establecer el grado de eficiencia en su utilización, para identificar los principales potenciales de ahorro energético y económico, y para definir los posibles proyectos de mejora de la eficiencia energética. Sus objetivos son: Evaluar cualitativa y cuantitativamente el consumo de energía, determinar la eficiencia energética, pérdidas y despilfarro de energía en equipos y procesos, identificar potenciales de ahorro energético y económico, establecer indicadores energéticos de control y estrategias de operación y mantenimiento, así como definir posibles medidas y proyectos para ahorrar energía y reducir costos energéticos, evaluados técnica y económicamente. (COLECTIVO DE AUTORES CEEMA 2006) (11), aspectos en los que coinciden HERNÁNDEZ Y MONTERO, 2011 (34) Valorado para el diagnóstico ambiental, constituye la herramienta básica para saber cuánto, cómo, dónde y por qué se generan los elementos contaminantes dentro de la entidad, para establecer el grado de eficiencia en su control, para identificar las potencialidades de minimización del impacto ambiental y definir posibles proyectos de Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 8 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero mejoras de la gestión ambiental. Sus objetivos son: Evaluar cualitativa y cuantitativamente las fuentes contaminantes, determinar la eficiencia en la gestión ambiental y el tratamiento de residuales, identificar potenciales de implementación de un SGA más eficiente, establecer los indicadores ambientales de control definidos en las normas internacionales y cubanas, con estrategias ajustadas a nuestro contexto, así como definir posibles medidas y proyectos para mejorar la imagen de la entidad y reducir los costos por penalizaciones, evaluados técnica y económicamente. (VALORACIÓN DEL AUTOR). La eficiencia energética y el uso racional de los portadores energéticos presentan en estos momentos una necesidad de desarrollo sostenible, donde la industria, los servicios y el sector residencial realizan importantes esfuerzos. El Proyecto de Gestión Eficiente de Energía (PGEE) es un sistema de gestión de la eficiencia energética a nivel empresarial que sirve para elevar la capacidad técnicoorganizativa y para lograr una administración eficiente de la energía y su impacto ambiental en las empresas mayores consumidoras de energía. La calidad de la gestión energética depende de los resultados obtenidos en cuanto al rendimiento energético. El motor principal para la adopción de una medida o una práctica concreta es su impacto en el rendimiento energético. Unos resultados energéticos mediocres indican la existencia de puntos débiles o carencias en la gestión energética, además, la evaluación de la gestión energética se basa en el sistema de comparaciones benchmarking. (COLECTIVO DE AUTORES, CEEMA 2006) (12). La eficiencia energética es una de las alternativas menos costosa y menos contaminante de todas y se convierte en una fuente no agotable y aplicable a todo tipo de entidades. En Cuba (BORROTO NORDELO, 2006) (7) la Comisión Internacional de Energía consideró que, con inversiones menores y de rápida recuperación (menores de 1,5 años) se logrará un ahorro anual del 5 % del consumo del país. Más del 45 % de este ahorro se obtendría en el sector residencial y de servicios, y casi un 10 % en el transporte. Por una parte se aprende a obtener la energía de forma económica y respetuosa con el medio ambiente, y por otra es un deber elemental de justicia. Usar eficientemente la energía significa no emplearla en actividades innecesarias, conseguir hacer las tareas con el mínimo consumo de energía posible. Desarrollar tecnologías, sistemas de vida y de trabajo que ahorren energía, es lo más importante Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 9 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero para lograr un auténtico desarrollo que se pueda llamar sostenible. (VIEGO FELIPE, 2007) (60). En la actualidad otras entidades han sido objeto de estudios en materia de eficiencia energética, arrojando resultados relevantes en el ahorro de portadores energéticos, implementando medidas para lograr el aumento de la eficiencia y la productividad, ejemplo de ello lo constituye el estudio de eficiencia energética realizado en el Hospital Guillermo Luis Fernández Hernández Baquero, en el cual se abordan temáticas como propuestas de cogeneración de energía eléctrica mediante fuentes alternativas, que proporcionan considerables ahorros en materia de portadores energéticos. El contexto actual de la Gestión Energética no puede verse divorciado de una actitud responsable hacia el medio ambiente. En el plano combinado de la Gestión Energética-Ambiental también existen experiencias en instalaciones similares, entre las que destaca la aplicada en el Hospital Isidro Ayora de Loja en Ecuador (MARRERO, PIERRA y ALEAGA, 2004) (43). En 1991 y dentro de la organización ISO, se constituyó un grupo llamado SAGE (Asesor estratégico sobre el medio ambiente) con el objetivo de comenzar a estudiar la forma de normalizar medidas cuyo fin era proteger el medio ambiente para garantizar el futuro, ya no de la empresa, como pretende la familia ISO 9000, sino de la humanidad. La constitución de este comité era la respuesta a la inquietud creciente en distintos sectores sobre denuncias que algunos grupos venían haciendo sobre nucleares, contaminación atmosférica o deterioro de residuos la naturaleza en su conjunto. Lo curioso es que en un principio se vio a estos grupos llamados verdes como desestabilizadores de la democracia o de los sistemas económicopolíticos ya que las denuncias afectaban muchas veces a los grandes capitales. En 1992 se celebró en Río de Janeiro una conferencia de las Naciones Unidas llamada La Cumbre de la Tierra en la cual se trataron los temas medioambientales poniéndose al día la información sobre el deterioro de los medios naturales y su efecto sobre la vida humana. Se esperaba mucho de esta conferencia pero los intereses creados de algunos grupos impidieron tomar medidas drásticas a favor de cambios para preservar el medio ambiente. Por su parte, la serie 14000 cuenta con la 14001 que es la que contiene Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 10 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero especificaciones y guías de uso a la vez que explicita un sistema de administración y supervisión para la gestión medioambiental y la 14004 que es la guía general y soporte técnico para el sistema de gestión medioambiental. En septiembre de 1996 se publicaron las normas ISO 14001 y 14004 comprometiéndose los países asociados a acogerla como norma nacional en sustitución de las que hubiera anteriormente, de tal forma que ahora los países de la Unión se encuentran con dos reglamentaciones: ISO y EMAS. El EMAS aplica sólo al sector industrial y la normativa ISO 14000 es más amplia, a la vez que se ensambla perfectamente con la serie 9000 por la cual un gran número de empresas están ya certificadas. En la actualidad la gran mayoría de los estados del mundo se han asociado de una manera u otra a los tratados internacionales que se han suscrito en materia de protección ambiental, adecuándolos a sus contextos particulares, así por ejemplo, en Cuba el Programa Nacional de Medio Ambiente es una adecuación a la Agenda 21. RAMIREZ, PIERRA y ALEAGA (2004) (43) sostienen que: “El riesgo potencial presentado por los residuos sólidos hospitalarios, constituye un problema en términos de salud pública, saneamiento ambiental, enfermedades nozocomiales y epidemiológicos. Es responsabilidad de las instituciones prestadoras de servicios de salud prevenir y contribuir a minimizar este riesgo ambiental. Los residuos hospitalarios son considerados potencialmente peligrosos tanto por la contaminación biológica (microorganismos patógenos) como por sustancias químicas (drogas, sustancias carcinogénicas, teratogénicas y materiales radiactivos)”. El deterioro ambiental afecta el bienestar y la calidad de vida de la población, limita sus posibilidades de desarrollo y compromete gravemente el de las generaciones futuras. Aunque las causas del deterioro ambiental son numerosas, entre estas se destaca el generado por las basuras y su disposición final. El manejo inadecuado de los residuos sólidos hospitalarios presenta diversos impactos ambientales negativos que se evidencian en diferentes etapas como la segregación, el almacenamiento, el tratamiento, la recolección, el transporte y la disposición final. Las consecuencias de estos impactos no sólo afectan a la salud humana sino también a la atmósfera, el suelo y las aguas superficies y subterráneas. A todo esto se suma el deterioro del paisaje natural y de los centros urbanos. Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 11 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Debido a que tradicionalmente la prioridad de las instituciones de salud ha sido la atención al paciente, por mucho tiempo se ha restado importancia a los problemas ambientales, pudiendo crearse en muchos casos un círculo vicioso de enfermedades derivadas del manejo inadecuado de los residuos. Otros estudios realizados en nuestra área geográfica también demuestran la peligrosidad de un mal manejo de los residuales, solo por citar un ejemplo, en Colombia se ha estimado se generan al año en los hospitales de nivel 1, 2 y 3, sin contar las instituciones privadas 8500 toneladas de residuos sólidos, que siendo estos, agentes causantes de enfermedades vírales como hepatitis B o C, entre otras, generan riesgo para los trabajadores de la salud y para quienes manejan los residuos dentro y fuera del establecimiento generador. EL manejo integral de los residuos hospitalarios se ha convertido en una de las prioridades de los Programas de Calidad de Vida Urbana y de los Planes Nacionales para el impulso de la Política de Tratamiento de Residuos de los Ministerios encargados del monitoreo del Medio Ambiente en todo el mundo y en particular en nuestro continente, dirigido a formular Programas de Gestión Integral de los Residuos hospitalarios, con el propósito de prevenir, mitigar y compensar los impactos ambientales y sanitarios, para minimizar los factores de riesgo a la salud del hombre. Actualmente un porcentaje significativo de los residuos generados en los servicios de salud y similares, especialmente en las salas de atención de enfermedades infectocontagiosas, salas de emergencia, laboratorios clínicos, bancos de sangre, salas de maternidad, cirugía, morgues, radiología, entre otros, son peligrosos por su carácter infeccioso, reactivo, radioactivo inflamable. De acuerdo con estudios realizados, aproximadamente el 40 % de los residuales generados en hospitales y clínicas presenta características infecciosas, pero debido a su inadecuado manejo, el 60 % restante se contamina, incrementando los costos de tratamiento, los impactos y los riesgos sanitarios y ambientales. La factibilidad técnica y económica de dar adecuado tratamiento y disposición final a los desechos peligrosos hospitalarios está directamente relacionada con la posibilidad de implementar la efectiva separación en el origen de las fracciones peligrosas. El mezclar los desechos infecciosos con el resto de los desechos obliga a tratarlos con los mismos procedimientos y precauciones, encareciendo y dificultando la operación del sistema. Por el contrario, una buena separación en origen permite derivar la Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 12 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero mayor parte de los desechos sólidos producidos en un hospital a la recolección municipal y reservar los procedimientos especiales y de alto costo sólo para los desechos peligrosos. En tal sentido además de las Normas Cubanas (NC) establecidas al efecto de mitigar los impactos ambientales de las diferentes actividades como la NC ISO 14 001, las 133-200; 133-200-1; 134-200 y la 135-200 para el tratamiento de los residuales sólidos, la 93-02-202, modificada por la 39/1999 para la protección atmosférica y calidad del aire, en la actualidad es prudente la aplicación de la Norma Internacional ISO/FDIS 50 001, pues entre sus ventajas se destaca la unificación de criterios internacionales en cuanto a la implantación de un Sistemas de Gestión de la Energía (SGE) para mejorar su desempeño energético, incluyendo la eficiencia energética y el uso y consumo de la energía. Su implementación está destinada a conducir la reducción de las emisiones de gases de efecto invernadero, de los costos de la energía y de otros impactos ambientales relacionados. La misma es aplicable a organizaciones de todo tipo y tamaño, con un elevado grado de flexibilidad para su aplicación, independientemente de sus condiciones geográficas, culturales o sociales. La misma se basa en el principio de la mejora continua Planificar-Hacer-VerificarActuar (PHVA) e incorpora la gestión de la energía a las prácticas habituales de la organización. En los últimos años, la temática de compensación de la potencia reactiva en las redes de suministro eléctrico industriales ha sido trabajada ampliamente, debido a los problemas causados por un bajo factor de potencia en los sistemas eléctricos, asociados al funcionamiento inadecuado de las máquinas y el aumento de las pérdidas, lo que se traduce en la reducción de la eficiencia del sistema. La solución más utilizada ha sido la instalación de bancos de condensadores para la compensación de la potencia reactiva, en dependencia del reactivo necesario que garantice pérdidas mínimas en los sistemas eléctricos. En el presente trabajo se parte de la general aceptación de condensadores como elementos correctores en la compensación de la demanda de potencia reactiva de las cargas y el mejoramiento del perfil de voltaje del sistema. Por otro lado, si la ubicación y dimensionamiento de los bancos de condensadores no se realiza de Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 13 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero forma apropiada en los nodos de la red, puede traer como consecuencia un incremento de las pérdidas de energía. Algunos autores refiriéndose a la calidad de energía, indistintamente hacen énfasis en los parámetros anteriormente mencionados, entre los consultados tenemos: HERNÁNDEZ, (2000) (33) realiza la compensación de la potencia reactiva para una red industrial con la utilización de la programación lineal, utilizando en la función objetivo los costos de compensación y como restricciones la variación de la potencia y la cantidad de reactivo necesario a instalar en cada nodo. En el trabajo no se consideraron las cargas no lineales ni el carácter discreto del problema de compensación de potencia reactiva. “Manual del analizador de redes de NORTHWOOD DATA LOGRES LTD”. (40). En este manual se pudo conocer la técnica para las mediciones en el cual venía de una forma clara y comprensible para el operador, en nuestro caso fue la primera medición con un equipo analizador de redes y con la inconveniencia de que hay que utilizar una PC con WINDOWS 98 para poder descargar la información. “Manual de Aplicaciones de las Tarifas Eléctricas. Cuba”. 2002. (41). A través de este manual se conoció la tarifa que se aplica en los diferentes sectores del país, así como una serie de cálculos para determinar las pérdidas en los transformadores, el factor de potencia y algunos conceptos. FEODOROV A.A y RODRÍGEZ LÓPEZ, E. Suministro eléctrico de empresas industriales La Habana. 1980 (14) .En esta obra se utilizó todo lo relacionado con las cuestiones fundamentales del sistema de suministro eléctrico de empresas industriales, tales como: cargas eléctricas, selección de los parámetros de los sistemas de suministro eléctrico industrial, compensación de la potencia reactiva, localización de las subestaciones de alimentación y otras cuestiones fundamentales de los sistemas de suministro eléctrico. En el trabajo de GONZÁLEZ I, (2004) (25) se establece un procedimiento para la compensación de la potencia reactiva, a través de un acomodo de carga en una red industrial, con un análisis de las principales medidas organizativas que pueden ser implementadas por etapas y solo después de ser valorado el efecto de las mismas, se procede a la introducción de medidas que conllevan a la realización de inversiones en el sistema. La autora en otros trabajos en el 2006 y 2007 (27) (28), aborda la optimización de la potencia reactiva con el uso de la programación dinámica, Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 14 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero utilizando en la función objetivo una función de gasto, donde analiza diferentes niveles de tensión y fuentes de energía reactiva a instalar. Además permite hallar un intervalo óptimo de n soluciones para los nodos del sistema. Se formula la tarea de optimización y la ubicación de los dispositivos de compensación para un modelo en el que interviene un conjunto de ecuaciones diferenciales, considerándose el carácter dinámico del problema. El planteamiento contrasta con los problemas de optimización estática, en los cuales se busca un punto óptimo en un espacio de n dimensiones, donde se maximiza o minimiza el valor de una función objetivo conocida. MALIUK S. (1980) (38), profundiza de forma muy acertada en la influencia del factor de potencia en la industria. Analiza la compensación del reactivo a través de condenadores y la utilización de los motores sincrónicos sobreexcitados para la entrega de reactivo, disminuyendo considerablemente las pérdidas en el sistema. YING-YI HONG, y SAW-YU HO (2005) (61) muestran un método basado en los algoritmos genéticos para determinar la configuración de la red que garantice mínimas pérdidas de potencia. En el método propuesto, formularon el problema de forma multicriterial, para condiciones normales y de contingencias. Las configuración del sistema para las soluciones esperadas, fueron logradas en redes de 16 y 33 nodos, lográndose eficazmente la minimización de las pérdidas. ZHANG Y, (2005) (62) presenta un modelo que ajusta los costos de los dispositivos correctores (de la potencia reactiva) con el objetivo de disminuir las pérdidas de energía para un estado determinado de la carga. Se presenta la simulación para demostrar que el modelo propuesto refleja el principio de maximización de ganancia, donde se puede disminuir las pérdidas de potencia activa. FERNÃO PIRES D., GOMES MARTINS A., y HENGGELER ANTUNES C. (2005) (16), presentan un modelo multicriterial con la utilización de una técnica heurística basada en Búsqueda Tabú para proporcionar la ubicación de condensadores en redes de distribución radiales. Esta formulación tiene en cuenta dos funciones objetivo: minimizar las pérdidas de la línea y minimizar los costos del banco de condensadores. La metodología presentada lleva la búsqueda potencialmente hacia una región de las soluciones con las características buenas, permitiendo al investigador escoger la solución que mayormente lo satisfaga tomando en consideraciones sus preferencias. Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 15 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero El método resultó ser eficaz y se desarrolló fundamentalmente para sistemas radiales de distribución, comprobándose la efectividad del método para resolver este problema de optimización. PRECONS II, Sistema de Precios de la Construcción, Habana 2006. (50). El libro presenta un conjunto de instrucciones Precons que no es más que el documento metodológico para la aplicación del sistema de precios. Este manual de precios incluye documentos referidos al prontuario sobre el proyecto de organizaciones de obras y alas normativas de la ficha de gastos en pesos convertibles (CUC) a través de los cuales se confeccionará la ficha de gastos en pesos convertibles del proyecto. GÓMEZ (2010) (22). Realizando los cambios en las capacidades de algunos equipos de climatización, adecuándolos a las áreas a las que corresponden, regulando las horas de funcionamiento de dichos equipos y de algunas de las luminarias y artefactos, asegurando los niveles de confort en dichas áreas, se obtuvo una reducción de un 14 % en consumo de luminarias y artefactos y un 37 % en equipo de climatización y refrigeración. Con respecto a los estudios híbridos de Gestión Energética y Ambiental, nuestro principal patrón lo constituyó “Diagnóstico Energético-Ambiental Hospital Isidro Ayora”. MARRERO, PIERRA y ALEGA (2004) (43), partiendo del precepto de optimizar los costos relacionados con el uso de portadores energéticos, manteniendo una actitud responsable con el medio ambiente comunitario. En todos los casos se han tenido en cuenta las NC 133-202 (44); NC 133-202-1(45); NC 134-202 (46); NC 135-202 (47); NC 39/99 e ISO 14001 (48), así como la Norma Internacional ISO/FDIS 50001 (49). 1.3 Generalidades del Sistema de Gestión Energética y Ambiental La red eléctrica es un complejo conjunto de fuentes, gran número de distintas cargas conectadas, corrientes de muy diversas formas que circulan a distintas frecuencias por las líneas, distintas potencias, caídas de tensión, etc… Los grandes avances tecnológicos de las últimas décadas han supuesto un giro importante en la potencia que consumen los usuarios de la energía eléctrica, tanto en su cantidad como en su calidad, debido básicamente al propio carácter de las cargas que consumen dicha energía. Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 16 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Hoy en día se lucha por el adecuado aprovechamiento de la energía llevándose acabo métodos y soluciones que influyan directamente en la explotación eficiente de las instalaciones logrando así disminuir los altos consumos y las grandes pérdidas. La racional utilización de la energía es en estos momentos un objetivo de primer orden, porque incide directamente en los indicadores técnico-económicos de un país. Observando que el uso eficiente de la energía, disminuye paulatinamente la contaminación ambiental y permite la utilización racional de los recursos energéticos no renovables. Por último, la combinación de los elementos pasivos (resistencias, bobinas y condensadores) con los elementos semiconductores (diodos, triodos, tiristores…) que controlan hoy en día la mayoría de la energía eléctrica en la red, supone una problemática más a añadir a la hora de optimizar el rendimiento de líneas, instalaciones y equipamientos. Por lo tanto es de obligado cumplimiento observar y analizar todos los parámetros de calidad de onda a la hora de seleccionar el sistema de compensación reactiva más adecuado en cada caso. Esta instalación, que ya tiene a su haber 20 años de explotación, soportó los embates del denominado “Período Especial”, durante el cual, tanto la edificación como tal y su equipamiento han sufrido un franco deterioro que ha mellado en la calidad de los servicios, la misma además de ser una institución de primer orden por su importancia social, también constituye un importante consumidor de energía dentro del municipio Moa, por lo que se debe velar porque en el mismo exista un plan de medidas técnicamente fundamentadas que contribuya al uso racional del portador electricidad y a la disminución de los costos de la entidad por concepto de pago de electricidad. Con el transcurso de los años se han realizado varios trabajos relacionados con la eficiencia energética en la institución, vinculados fundamentalmente con la implementación de metodologías, así como el diagnósticos energéticos y control de las cargas en los diferentes horarios del sistema eléctrico, los que de forma muy superficial han abordado el tema de las pérdidas y consumos excesivos de energía, así como el del bajo factor de potencia al cual se le ha hecho énfasis por ser la entidad mensualmente penalizada. Es por ello, que al presente trabajo estar encaminado a realizar una propuesta para el diagnóstico energético y ambiental en instalaciones hospitalarias, tomando como Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 17 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero estudio de caso esta institución, partamos en el estudio de las investigaciones anteriores a las que hemos tenido acceso, también fueron consultados diferentes bibliografías, trabajos y documentos, orientados en cinco líneas fundamentales: ™ Trabajos teóricos y prácticos que se han desarrollado en los sistemas de suministro eléctrico para el estudio de la compensación de la potencia reactiva y la mejora de otros parámetros de calidad de energía. ™ Procedimientos para establecer el conjunto de soluciones del Problema General de Optimización Discreta. ™ Experiencias en la aplicación de los Sistemas de Gestión Total de Eficiencia Energética (GTEE) en centros hospitalarios y otros similares. ™ Experiencias en la aplicación de la Gestión Ambiental y Producciones Más Limpias (PML) en instalaciones con características similares al objeto de estudio. ™ Bibliografías actualizadas basadas en la GTEE, así como con la Gestión Ambiental y PML, fundamentalmente en instalaciones industriales, hospitalarias y otras similares al objeto de estudio. 1.3. 1 Nociones generales de la gestión energética La Gestión Energética es un procedimiento organizado de previsiones y control del consumo de energía con el fin de obtener el mayor rendimiento posible sin disminuir el nivel de prestaciones. (BORROTO, 2006) (7). El sector industrial es un candidato ideal para aplicar un programa de medidas de ahorro debido a su importancia como sector económico y consumidor de energía. Entendiendo por eficiencia energética el logro de los requisitos establecidos por el cliente con menos gastos energéticos posible y la menor contaminación ambiental por este concepto. Un Sistema de Gestión Energética se compone de la estructura organizacional, los procedimientos, los procesos y los recursos necesarios para su implementación. El objetivo fundamental de la Gestión Energética como subsistema de la gestión empresarial es sacar el mayor rendimiento posible a todos los portadores energéticos que son necesarios para una actividad empresarial. Dentro de esta idea el sistema de gestión habrá de responder a determinadas funciones, que tendrán que implementarse en relación con los servicios de la empresa. En un sentido más amplio puede ser la comprensión de la elección de las fuentes de energía, las Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 18 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero negociaciones con los suministradores y el control de los suministros, almacenamiento y distribución lo cual comprende: ¾ Optimizar la calidad de los portadores energéticos disponibles y su suministro. ¾ Disminuir el consumo de energía manteniendo e incluso aumentando los niveles de producción o servicios. ¾ Obtener de modo inmediato ahorros que no requieran inversiones apreciables. ¾ Lograr ahorros con inversiones rentables. ¾ Demostrar la posibilidad del ahorro energético de la entidad. ¾ Disminuir la contaminación ambiental y preservar los recursos energéticos. ¾ Diseñar y aplicar un programa integral para el ahorro. ¾ Establecer un sistema metódico de contabilidad analítica energética en la empresa. (Colectivo de Autores, SA) (12). Funciones de un Sistema de Gestión Energética Un Sistema de Gestión Energética ha de cumplir determinadas funciones que deben implementarse en relación con los servicios de la empresa para alcanzar los objetivos. ¾ Aprovisionamiento: Este aspecto comprende la elección de los portadores energéticos. Las negociaciones con los suministradores, el control de los suministros y su almacenamiento así como su distribución. ¾ Análisis Energéticos: En este punto es necesario establecer dos tipos de análisis Energéticos, uno de auditoría o diagnóstico y el otro de consumo de portadores. (COLECTIVO DE AUTORES, SA), (FERNÁNDEZ, PUERTA JUAN F, SA) (15). Etapas en la implantación de un Sistema de Gestión Energética En general, en todos los sistemas de gestión energética o de administración de energía se pueden identificar tres etapas fundamentales: 1. Análisis preliminar de los consumos energéticos. 1. Formulación de un programa de ahorro y uso racional de la energía (Planes de Acción). 2. Establecimiento de un sistema de monitoreo y control energético. Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 19 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Errores que se cometen en la Gestión Energética ¾ Se atacan los efectos y no las causas de los problemas. ¾ Los esfuerzos son aislados, no hay mejora integral en todo el sistema. ¾ No se atacan los puntos vitales. ¾ No se detectan y cuantifican adecuadamente los potenciales de ahorro. ¾ Se consideran las soluciones como definitivas. ¾ Se conforman creencias erróneas sobre cómo resolver los problemas. Gestión total eficiente de la energía Es un conjunto de acciones técnico- organizativas para administrar eficientemente la energía, que aplicadas de forma continua, con la filosofía de gestión total de la calidad, permiten establecer nuevos hábitos de dirección, de control y de evaluación del uso de la energía, dirigidos al aprovechamiento de todas las oportunidades de conservación de la energía y de la reducción de sus costos. El sistema es capaz de identificar un número muy superior de medidas triviales y de baja inversión para la reducción de los costos energéticos; entrena, capacita y organiza los recursos humanos que deciden la reducción de los consumos y gastos energéticos, creando una nueva cultura energética; instala en la empresa procedimientos, herramientas y capacidades para su uso continuo y se compromete con su consolidación. En la implementación de una gestión energética suele presentarse una serie de dificultades que pueden ser en general, la insuficiente especialización del personal técnico y la falta de conciencia de ahorro. Es de vital importancia y necesario que técnicos y operarios desarrollen un nivel de pertenencia del trabajo a realizar y aptitudes encaminadas a la búsqueda y puesta en práctica de nuevas soluciones, así como un buen nivel de conocimiento de estos para una satisfactoria asimilación de la tecnología. (BABÓN GONZALEZ) (6). La Tecnología de Gestión Total Eficiente de la Energía (TGTEE) La TGTEE es un paquete de procedimientos, de herramientas técnico-organizativas y software especializado, que aplicado de forma continua y con la filosofía de la gestión total de la calidad, permite establecer nuevos hábitos de dirección, control, diagnóstico y uso de la energía. Su objetivo no es sólo diagnosticar y dejar un plan de medidas, sino esencialmente elevar las capacidades técnico-organizativas de la Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 20 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero empresa, de forma tal que esta sea capaz de desarrollar un proceso de mejora continua de la eficiencia energética. Dentro de la tecnología incluye: ¾ La capacitación al Consejo de Dirección y especialistas en el uso de la energía. ¾ Establece un nuevo sistema de monitoreo, de evaluación, de control y de mejora continua del manejo de la energía. ¾ Identifica las oportunidades de conservación y el uso eficiente de la energía en la empresa. ¾ Propone, en orden de factibilidad, las medidas para el aprovechamiento de las oportunidades identificadas. ¾ Organiza y capacita a los trabajadores vinculados al consumo energético en hábitos de uso eficiente. ¾ Prepara a la empresa para autodiagnosticarse en eficiencia energética. ¾ Establece en la empresa las herramientas necesarias para el desarrollo y el perfeccionamiento continuo de la Tecnología. La TGTEE permite, a diferencia de las medidas aisladas, abordar el problema en su máxima profundidad, con concepto de sistema, de forma ininterrumpida y creando una cultura técnica que permite el auto desarrollo de la competencia alcanzada por la empresa y sus recursos humanos. (COLECTIVO DE AUTORES, SA), (12). Conceptos básicos para una buena comprensión de la eficiencia energética Eficiencia: es el cociente resultante del consumo real entre el planificado que refleja la optimización de los recursos utilizados para la obtención de los resultados u objetivos previstos. Eficacia: es la contribución de los resultados obtenidos al cumplimiento de los objetivos trazados. Efectividad: es la generación sistemática de resultados consistentes, integrando eficacia y eficiencia. Eficiencia energética: es la optimización de los recursos energéticos para alcanzar los objetivos económicos de la Empresa. Se mide a través de indicadores de eficiencia energética. Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 21 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Herramientas que se utilizan para establecer un Sistema de Gestión Energética Diagramas de Pareto El Diagrama de Pareto es una gráfica en forma de barras que clasifica en forma descendente factores que se analizan en función de su frecuencia, importancia absoluta o relativa. Adicionalmente permite observar en forma acumulada la incidencia total del factor en estudio. Es muy útil para aplicar la Ley de Pareto o Ley 80 – 20, que identifica el 20 % de las causas que provoca el 80 % de los efectos de cualquier fenómeno estudiado. Intensidad energética A nivel de Empresa este indicador puede determinarse como la relación entre el consumo total de energía y el valor de la producción mercantil total. Nos refleja la tendencia de la variación de los consumos energéticos respecto al incremento de la producción. Todos los indicadores de eficiencia y de consumo energético dependen de condiciones de la producción y los servicios de la empresa como: factor de carga (es la relación de la producción real respecto de la capacidad productiva nominal de la Empresa), calidad de la materia prima, estado técnico del equipamiento, etc. Diagrama de dispersión Es un gráfico que muestra la relación entre dos parámetros. Su objetivo es mostrar en un gráfico x, y si existe correlación entre dos variables, y en caso de que exista, determinar su carácter. La observación del diagrama de dispersión nos indica, que existe una tendencia a que los valores altos de nivel ocupacional están asociados a los valores altos de consumo. Gráfico de control Los gráficos de control son diagramas lineales que permiten observar el comportamiento de una variable en función de ciertos límites establecidos. Generalmente se usan como instrumento de autocontrol por los círculos y grupos de calidad y resultan muy útiles como apoyo a los diagramas causa y efecto, cuando logramos aplicarlos a cada fase del proceso y detectar en cuales fases se producen las alteraciones. Su importancia consiste en que la mayor parte de los procesos productivos tienen un comportamiento denominado normal, es decir existe un valor medio (M) del parámetro de salida muy probable de obtener, mientras que a medida Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 22 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero que nos alejamos de este valor medio la probabilidad de aparición de otros valores de este parámetro cae bruscamente, si no aparecen causas externas que alteren el proceso, hasta hacerse prácticamente cero para desviaciones superiores a tres veces la desviación estándar (3S) del valor medio. Utilidad del Gráfico de Control ¾ Conocer si las variables evaluadas están bajo control o no. ¾ Conocer los límites en que se puede considerar la variable bajo control. ¾ Identificar los comportamientos que requieren explicación e identificar las causas no aleatorias que influyen en el comportamiento de los consumos. ¾ Conocer la influencia de las acciones correctivas sobre los consumos o costos energéticos. Gráfico de Consumo y Producción Consiste en un gráfico que muestra la variación simultánea del consumo energético con la producción realizada. Muestran períodos en que se producen comportamientos anormales de la variación del consumo energético con respecto a la variación de la producción. Permiten identificar causas o factores que producen variaciones significativas de los consumos. Diagramas de Dispersión y Correlación En un gráfico que muestra la relación entre 2 parámetros. Su objetivo es mostrar en un gráfico (x, y) si existe correlación entre dos variables, y en caso de que exista, qué carácter tiene esta. Muestra con claridad si los componentes de un indicador de control están correlacionados entre sí y por tanto si el indicador es válido o no. Permite establecer nuevos indicadores de control. Permite determinar la influencia de factores productivos de la Empresa sobre las variables en cuestión y establecer nuevas variables de control. 1.4 Caracterización de los problemas detectados en la institución Factor de Potencia Operar, con un bajo factor de potencia, una instalación eléctrica, además del impacto en el pago de electricidad, tiene otras implantaciones de igual o mayor significación, particularmente en relación con la capacidad de los equipos de transformación y distribución de la energía eléctrica y con el uso eficiente de las máquinas y aparatos que funcionan con electricidad. Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 23 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero El concepto del factor de potencia, los efectos que se presentan cuando su valor es reducido y los métodos para corregirlo, no son temas nuevos. Sin embargo, su análisis es un problema permanente y de obligada importancia para todos aquellos cuya actividad se relaciona con la operación eficiente de las instalaciones eléctricas industriales y el ahorro de energía. La mayoría de las cargas industriales son de naturaleza inductiva. Precisamente las cargas inductivas son de origen del bajo factor de potencia, con los inconvenientes que esto ocasionan. Inconvenientes de un bajo factor de potencia: ¾ Una disminución de la capacidad de los equipos de generación, distribución y maniobra de la energía eléctrica. ¾ Un incremento en las pérdidas de cobre. ¾ Una deficiente regulación de voltaje. ¾ Un incremento en la facturación de energía eléctrica Esta potencia reactiva ha sido tradicionalmente suministrada por las empresas de electricidad, aunque puede ser suministrada por las propias industrias. Al ser suministradas por las empresas de electricidad deberá ser producida y transportada por las redes, ocasionando necesidades de inversión en capacidades mayores de los equipos y redes de transmisión y distribución. Todas estas cargas industriales necesitan de corrientes reactivas para su operación. El factor de potencia es el cociente entre la potencia activa y la potencia aparente, consumida por una carga o instalación determinada: Tradicionalmente siempre se ha denominado “coseno de φ” (cos φ) dado que trigonométricamente coincide con el coseno del ángulo que forman ambos vectores de potencia, siendo φ el ángulo de desfase entre tensión y corriente. fp = P = cosφ S Ecuación 1.1. Factor de Potencia Causas que provocan un bajo factor de potencia en el circuito de distribución de una entidad Cuando la cantidad de equipos es apreciable los requerimientos de potencia reactiva también se hacen significativos, lo cual produce una disminución Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera exagerada del 24 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero factor de potencia. Un alto consumo de energía reactiva puede producirse como consecuencia principalmente de: ¾ Un gran número de motores. ¾ Presencia de equipos de refrigeración y aire acondicionado. ¾ Una subutilización de la capacidad instalada en equipos electromecánicos, por una mala planificación y operación en el sistema eléctrico de distribución. ¾ Un mal estado físico de la red eléctrica y de los equipos de la industria. Las cargas puramente resistivas, tales como alumbrado incandescente, resistencias de calentamiento, etc. no causan este tipo de problema ya que no necesitan de la corriente reactiva, sin embargo, como podemos comprobar con la presencia de armónicos en las redes, estos también suponen pérdidas en las mismas, las cuales contribuyen a elevar más aún la energía aparente necesaria. Esto nos lleva, por tanto, a las siguientes conclusiones: Un bajo factor de potencia es, por tanto, el resultado de un alto contenido de cargas inductivas como de cargas no lineales, consumidoras de corrientes no senoidales. El coseno de φ representa las pérdidas de carácter puramente inductivo dentro de la instalación, a las cuales debemos añadir (en menor proporción) las pérdidas a frecuencias armónicas. Ventajas de mejorar el factor de potencia ¾ Reducción de la factura eléctrica: Por lo general, para tomar plena ventaja de la bonificación, se acostumbra a compensar hasta un factor de potencia cercano al 96 % (que es el máximo posible a bonificar) aunque siempre una decisión final debe estar acompañada de un adecuado análisis económico. ¾ Liberación de capacidad en el sistema: Cuando los capacitares o motores sincrónicos están operando, ellos suministran los requerimientos de potencia reactiva de las cargas y reducen la corriente circulante, desde la fuente hasta el punto de ubicación de los compensadores. Los medios compensadores pueden utilizarse para reducir la sobrecarga de los circuitos; si estos no están sobrecargados, puedan permitir el incremento de su capacidad de carga. ¾ Reducción de las pérdidas: La mayoría de las instalaciones, las pérdidas de energía en el sistema de distribución representan entre (2.5-7.5 %) de la energía consumida por las cargas. Esto depende de la variabilidad de las cargas, el calibre y la longitud de los circuitos. Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 25 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Pérdidas de Energía Pérdidas de energía eléctrica en los transformadores Los transformadores son equipos indispensables en los sistemas industriales debido a que son máquinas estáticas, cuya misión es transmitir energía eléctrica desde un sistema con una tensión dada a otro sistema con una tensión deseada .Tiene una importancia capital dentro de los sistemas de generación, transporte y distribución de energía eléctrica. Pues han permitido la preponderancia de la corriente alterna y la capacidad de utilizar en cada sector los niveles de tensión más apropiados y económicos, atendiendo a factores tales como: potencia a transmitir, seguridad de utilización, longitud de líneas. Análisis de las Pérdidas de un transformador ¾ Pérdidas en el circuito magnético (Po) denominadas también pérdidas en el hierro o pérdidas en vacío, ya que se determinan mediante el ensayo de vacío del transformador; son independientes de la carga a que esté sometido el transformador y prácticamente invariables a tensión y frecuencia constante. ¾ Pérdidas por efecto Joule en los devanados (Pcu).Se deben a las pérdidas en los embobinados del transformador debido a las resistencias existentes en estos (efecto Joule). Se denominan también pérdidas en el cobre, ya que los devanados suelen fabricarse en cobre, aunque a veces se realizan en aluminio. Varían proporcionalmente con el cuadrado de la corriente, si se conocen las pérdidas producidas por este concepto en régimen nominal Pcc, cuando el transformador funcione con un índice de carga “c”. Pcu = Po + C 2.Pcc Ecuación 1.2. Pérdidas en el Cobre Las Pérdidas de un transformador Pp, que trabaje con un índice de carga “c” serán: Pp = Po + Pcu = Po + C 2.Pcc Ecuación 1.3 Pérdida de un transformador Pp que trabaje c/ índice de carga “c”. Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 26 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Facturación Eléctrica Control de la Demanda Máxima El control de la demanda máxima y del consumo de energía eléctrica, consiste en la administración y el control de las cargas eléctricas para reducir cargos por demanda máxima de potencia y por consumo de energía, durante ciertos períodos de tiempo de acuerdo con la tarifa eléctrica que se aplica. Ventajas ¾ Reducir los pagos por demanda máxima. ¾ Reducir el costo de la energía consumida, a partir fundamentalmente de la reducción de las cargas y de que las operaciones sean desplazadas en el tiempo hacia horarios en los cuales el costo de los kWh sea más reducido. ¾ Disminuir las pérdidas en líneas y transformadores y su costo asociado. ¾ Reducir la capacidad necesaria de los conductores, transformadores y equipos de distribución y maniobra de la energía eléctrica, así como de generación, si existen. ¾ Mejorar la regulación de voltaje. Generalmente el consumo del portador energético electricidad es el que incide en el costo total de los portadores de una empresa. La facturación por este motivo tiene determinadas implicaciones que se reflejan en la estructura de la ecuación general de la tarifa eléctrica: ⎡ Fp ⎤ $ = CD ⋅ Dc + (Pp ⋅ kWh pico + Pm kWhmad + Pd kWhd ) ⋅ K + I ∆ptransf ⋅ ⎢ normado − 1⎥ ⎣ Fp real ⎦ [ ] Ecuación 1.4. Ecuación general de la tarifa eléctrica Donde: $: Costo total del consumo de energía eléctrica CD: Costo del kW para la demanda contratada Dc: Demanda contratada Pp: Precio del kWh en horario pico Pm: Precio del kWh en horarios de la madrugada Pd: Precio del kWh en horario del día K: Factor del Combustible Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 27 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero I ∆Ptransf : Pérdidas por transformación: Fp normado −1 Fp real : Factor que tiene en cuenta el aprovechamiento de la energía a través del comportamiento del factor de potencia de la instalación El costo por demanda contratada representa entre el 30 y el 40 % de los costos totales de la factura. Algunas empresas por temor a pasarse de lo contratado tienen un cargo fijo adicional que le pesa en su economía, y en el peor de los casos desconocen que se puede contratar hasta dos veces la demanda en el año. El costo por energía consumida, independientemente del horario y del tipo de tarifa que se tenga, es el más importante, en el cual se puede trabajar en reducirlo a partir del conocimiento de las características del consumo. Por tanto un reconocimiento detallado del sistema de suministro eléctrico de cualquier instalación permite realizar mejoras encaminadas a mejorar el balance de las cargas, la disminución de perturbaciones en la onda de tensión (calidad de la energía). Las pérdidas por transformación, pasan a la factura en caso que las mediciones de la energía se realicen por la parte de baja del transformador de fuerza. Si las mediciones se realizan por alta estas no se tienen en cuenta. Pero se destaca que el empleo eficiente de la potencia instalada de transformación permite reducir los costos por este motivo. En ocasiones se cuentan con transformadores que en el transcurso de los años se mantienen con un coeficiente de utilización muy bajo, si este mismo transformador fuera de una potencia menor las pérdidas serían menores a partir de que son menores las pérdidas en el cobre y en el hierro. El factor de potencia, es el indicador del grado de aprovechamiento de la energía en un sistema de suministro eléctrico. Los costos por penalización por el bajo factor de potencia oscilan entre el 3 y el 15 %, sin embargo existen empresas que pueden adoptar medidas al respecto con pequeñas inversiones. Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 28 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Índice de Consumo: Unidades de producto terminado por unidad de energía consumida: Puede ser calculado por tipo de producto o como índice de consumo general en el caso que el tipo de producción lo permita (si son varios productos diferentes pero de un mismo material el índice puede reducirse a toneladas de ese material etc.). Si se consumen diferentes tipos de energía para un mismo producto debe determinarse el consumo equivalente haciendo compatibles los diferentes tipos. Permite su comparación con las normas de consumo establecidas para Empresas. 1.5 Conclusiones del capítulo: ¾ La eficiencia energética y el uso racional de los portadores energéticos presentan en estos momentos una necesidad de desarrollo sostenible, donde la industria, los servicios y el sector residencial realizan importantes esfuerzos. ¾ La Gestión Energética es un procedimiento organizado de previsiones y control del consumo de energía con el fin de obtener el mayor rendimiento posible sin disminuir el nivel de prestaciones. ¾ La realización de este tipo de estudio en entidades similares, ha permitido detectar los problemas existentes en las empresas y la prestación de servicios, posibilitando la aplicación de medidas que han logrado notables avances con respecto del ahorro de energía. ¾ La Gestión Energética no puede verse desvinculada de una correcta Gestión Ambiental, que posibilite el logro de los objetivos propuestos, sin comprometer el futuro. Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 29 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero CAPITULO II: Sistema de Gestión Energética y particularidades del sistema de suministro eléctrico 2.1 Introducción En el presente capítulo se abordan los temas fundamentales relacionados con el diagnóstico en el sistema de gestión energética y las particularidades del sistema de suministro eléctrico en la institución. Se parte de una caracterización de la estructura física y asistencial del hospital y posteriormente se destacan las fortalezas y debilidades en el proceso de gestión energética. Se presenta el análisis del banco de problema energético y la determinación de los puestos claves, así como el comportamiento del consumo de los portadores energéticos y los resultados de la aplicación de las herramientas de la Gestión Energética. 2.2 Caracterización general del Hospital Guillermo Luis FernándezHernández Baquero El Hospital Guillermo Luis se encuentra Ubicado en el Reparto Caribe a 2 Km del centro de la ciudad de Moa, en la provincia Holguín, es de carácter general docente, su campo de acción en el servicio hospitalario comprende los municipios Moa, Sagua de Tánamo, Frank país y otros aledaños. Su Objeto Social es brindar servicios de salud a los ciudadanos cubanos en las especialidades y modalidades que caracterizan a la entidad, efectuar el control higiénico epidemiológico del medio intra-hospitalario, realizar actividades de investigación y desarrollo en las actividades que le son afines y actividades de educación para la salud a la población, brindar atención integral de promoción, prevención, diagnóstico, tratamiento y rehabilitación de la salud en la población. La instalación diseñada para 400 camas (en estos momentos cuenta solamente con 284), está compuesta por una edificación distribuida en dos bloques de cuatro y tres plantas respectivamente entrelazados entre sí; en el primer bloque se ubican en el nivel 00 los almacenes, en la primera planta fundamentalmente se localizan los locales administrativos, docencia, farmacia, cafetería, departamentos auxiliares, morgue y anatomía patológica , en las otras tres restantes plantas se ubican las salas especializadas para hospitalizados. En el otro bloque en el nivel Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 30 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero 00 se ubican los servicios de urgencias, talleres de mantenimiento, comedores, cocina y los servicios de rehabilitación y tomografía axial, así como un local para el sistema de clima central, el cual está en franco deterioro. En la primera planta se encuentran las consultas especializadas, laboratorios, banco de sangre y los departamentos estadísticos, así como el área de policlínica (en la actualidad en adecuación para la inserción de un área pediátrica dentro del inmueble), en la segunda planta se encuentran los salones quirúrgicos y de parto. En el pasillo que une ambos bloques se ubican los ascensores, en la parte anterior los de evacuación y en la parte posterior los de servicio (estos últimos fuera de funcionamiento). Dentro del perímetro de la institución, pero fuera de la edificación central se encuentran la lavandería, casa de calderas, grupos electrógenos, sistemas de almacenamiento de combustible y el incinerador. Esta institución presta 17 servicios de hospitalizados; 24 de consultas externas y 8 servicios complementarios entre los que destacan los de tomografía axial, ultrasonido, RX, anatomía patológica y rehabilitación, entre otros. Para un total de 49 servicios. Para ello cuenta con 1000 trabajadores 716 entre personal médico y paramédico y 284 de servicio, apoyados por 416 estudiantes (185 de medicina, 113 de enfermería y 118 tecnólogos de la salud). 2.3 Generalidades del Sistema de Gestión Energética La gestión energética contempla la eficiencia como la fuente de energía más barata, teniendo en cuenta que los equipos e instalaciones se encuentran en explotación y solo hay que investigar donde se producen las pérdidas. Según la OLADE con el uso eficiente de la energía podría reducirse el consumo específico de portadores entre el 10 y el 20 % a corto y mediano plazo. Los principales portadores energéticos en esta instalación son: electricidad, constituye el 94,02 % del consumo de portadores energéticos en la instalación, para su distribución cuenta con un transformador primario de 1000 kV y 15 Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 31 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero transformadores secundarios distribuidos por diferentes áreas de la misma. Las mediciones de su consumo se hacen de forma general a través del único metro contador que mide el consumo general de la instalación, con una frecuencia diaria. En el caso del portador GLP (gas licuado de petróleo), cuenta con dos balas de 5000 Lts para su almacenamiento, el consumo en 24 horas oscila entre los 100 y 120 Lts, su destino es para la cocina, pantry y en los mecheros de prótesis y laboratorios. No cuenta con instrumentación para su medición y el consumo se calcula a través de un promedio por agotamiento, teniendo en cuenta los consumos históricos. Para el Diesel, se cuenta con una capacidad de almacenamiento de 6500 Lts. Se emplea en los grupos electrógenos los cuales consumen 14 Lts/h en vacío y 54 Lts/h con 300 KW de carga y en el incinerador el cual consume entre 50 y 80 Lts/h en dependencia del material a quemar. Para la medición del consumo en ambos casos se valoran los datos técnicos del fabricante, teniéndose en cuenta los consumos reales históricos. El portador Fuel Oil se cuenta con una capacidad de almacenamiento es de 3000 Lts. Se destina a las calderas cuyo consumo es de 90 a 130 Lts/h y trabajan entre 3 y 6 horas diarias para alimentar la lavandería, cocina central, esterilización y el banco de leche. Para medir su consumo se utiliza la misma variante que para el diesel. El Agua, aunque el agua no constituye un portador energético, sí implica un consumo importante de electricidad, el plan mensual es de 10058 M3 y el consumo real oscila en este rango, el bombeo se realiza con 2 bombas de 50 HP de potencia, 3540 RPM, una tensión de 230 – 460 V y una intensidad de 58 – 106 A. El cálculo del consumo se realiza por aproximación atendiendo al vaciado del tanque elevado. Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 32 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero 2.3.1 Áreas y equipos claves y personal que decide en el consumo de energía El estudio minucioso de las áreas donde se concentra el mayor consumo de los portadores energéticos en esta institución arrojó los siguientes resultados: Tabla 2.1. Puestos claves PUESTO CLAVE Casa de Calderas Grupos Electrógenos Incinerador Banco de Transformadores Ascensores Sistema de Bombeo Cocina Comedor Taller de mantenimiento AREA Energética Energética Servicios Energética Servicios Servicios Servicios Servicios OPERTARIO Operadores (3) Operadores (2) Operador (1) Electricistas (3) Operadores (6) Operadores (2) Cocineros (4) Gpo. Mant. (8) JEFE INMEDIATO J´ Servicios Energético Principal J´ Servicios Energético Principal J´ Servicios J´ Servicios J´ Turno J´ Mantenim. De la tabla anterior se desprende que se cuenta con 8 puestos claves, definidos dentro de 3 áreas, donde se involucran 29 operarios y 4 jefes inmediatos, sobre los cuales debe centrarse la atención, pues en ellos se concentran las reservas energéticas de la institución. Diagnóstico socio-ambiental al personal que inciden en los Puestos Claves ¾ Bajo nivel escolar de los operarios. ¾ Insuficiente preparación en lo referido a eficiencia energética de los equipos que operan. ¾ No existe motivación ni compromiso con el ahorro de energía. ¾ No tienen conciencia del liderazgo del Consejo Energético ¾ Presenta dominio de la actividad que realizan por experiencia laboral ¾ No existe atención priorizada ni a operarios, ni jefes inmediatos. 2.3.2 Banco de problemas energéticos: En este sentido debemos destacar que la institución cuenta con un Banco de Problemas General y un Banco de Problemas Energético independiente del primero, en ambos casos recogen la generalidad de toda la entidad, sin embargo, en las áreas no están definidos los mismos, por lo que los trabajadores no tienen conciencia de los problemas puntuales en sus puestos de trabajo, por lo que no son capaces de actuar sobre los mismos. Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 33 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Tabla 2.2 Banco de Problemas Energético OBJETIVO PROBLEMA 1. Calderas ineficientes 2. Falta de insulación en las conductoras de vapor 3. Poco control del vapor producido 4. Insuficiencias en el uso y manejo de los grupos electrógenos 5. Transformador principal sobredimensionado 6. Deficiente distribución de cargas por transformadores 1. Incrementar la eficiencia 7. Uso inadecuado de los ascensores energética en la instalación. 8. Sistema de bombeo carente de cierres automáticos 9. Salideros en los sistemas hidrosanitarios 10. Deterioro de tuberías conductoras 11. Uso indiscriminado de las hornillas y marmitas 12. Falta de hermeticidad en locales climatizados 13. Deficiente sistema de Gestión Energética 14. Poca funcionabilidad del Consejo Energético 15. Falta de capacitación de los operarios de los puestos claves La tabla 2.2 nos muestra que en la entidad en su conjunto existen 15 problemas energéticos fundamentales referidos al objetivo de incrementar la eficiencia energética en la instalación, los que se hacen necesarios desglosar, de forma tal se tenga el control de los mismos en las áreas afectadas. 2.3.3 Elementos generales de la insuficiente Gestión Energética Después de realizar un recorrido exhaustivo por toda la instalación e intercambiar con personal médico, paramédico y de servicio se pudo determinar que las principales irregularidades que limitan el mejor funcionamiento de la Gestión Energética en el Hospital están centradas en los siguientes aspectos. Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 34 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Deficiente gestión administrativa: Dentro de la gestión de la administración se detectaron como principales dificultades la incorrecta contratación de la Máxima Demanda del servicio eléctrico ya que la contratada es de 300 kW y la real promedio mensual es de 123 kW durante el año 2010, solo en el mes de abril, alcanzó 133 kW, en mayo y septiembre alcanzó 131 kW, quedando en un 41 % por debajo de la contratada, insuficiente análisis de los indicadores energéticos del centro y seguimiento a las deficiencias detectadas en los Consejos de Dirección. No existe evidencia de la aplicación de métodos de estimulación individual para el uso racional de los portadores energéticos ni la aplicación de medidas disciplinarias, administrativas o de otra índole ante violaciones de lo establecido en el Programa Energético. Deficiente contabilidad energética: La contabilidad energética no está sustentada en una herramienta informática que facilite el control de los consumos y la demanda de los diferentes portadores energéticos, el acceso a los datos relacionados con la energía es a través del energético principal del centro, las informaciones se realizan con cierta periodicidad, pero no son sistemáticas, los registros de la contabilidad y los gastos energéticos son muy generales, pues solo se contabiliza el plan y el consumo real general sin delimitar por áreas. No existe cultura del detalle, lo que implica que los análisis estadísticos y posibles pronósticos no tengan la profundidad y veracidad necesaria. Existe una inadecuada preparación y concienzación de los que manejan los recursos humanos y del estudiantado en materia de eficiencia energética. No se cuenta con un programa de formación y actualización continua para el personal de dirección y los operadores de los puestos claves que garantice la optimización en la operación de los equipos y tecnologías para mantener un nivel adecuado en los indicadores de consumo, lo que demuestra que se hace necesario gestionar la preparación de los mismos, pues en el caso de los directivos los conocimientos sobre gestión energética son muy pobres y solo se nutren de las informaciones dadas por el energético, careciendo de herramientas propias para realizar la supervisión. Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 35 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Las insuficiencias anteriores pudieran superarse mediante la gestión de preparación del personal y directivos mediante convenios con otras entidades como el CEETAM del ISMM. Otro elemento a tener en cuenta en este sentido es la incorrecta utilización de los Índices de Consumos Físicos en la Planificación del Consumo de Energía Eléctrica, pues se llevan de forma global y se incumplen los índices de consumos reales en relación con los planificados, por lo que el comportamiento de la intensidad energética es en ascenso. Deficiente instrumentación: El centro solo cuenta con un metro contador que contabiliza el consumo general de la institución, pero no se mide por áreas, lo que hace aún más difícil detectar los principales derroches energéticos. En el caso de los portadores Fuil Oil, Diesel y vapor, así como el agua no existen flujómetros, o metros contadores que puedan actualizar los indicadores de consumo. Problemas de mantenimiento a equipos y sistemas: De forma general no se sistematiza el mantenimiento a los equipos y sistemas, (sistemas de distribución eléctrica, de vapor e hidráulica, equipos electromédicos, de refrigeración, clima, etc.) ni al parque de transportes por falta de recursos materiales, necesidad del uso excesivo y en algunos casos el personal que debe realizar la labor no posee todos los conocimientos necesarios (fluctuación del personal de mantenimiento). Deterioro de las estructuras físicas y tecnológicas: A los casi 20 años de explotación de la instalación se suma el que la institución sufrió los embates del denominado “período especial”, lo que ha implicado que la estructura civil haya sufrido un acelerado deterioro, trayendo consigo la aparición de filtraciones de agua que en muchas ocasiones favorecen el deterioro de la redes internas de electricidad provocando sobreconsumos y algunas interrupciones del servicio eléctrico, además de los salideros en las redes hidráulicas, tanto por deterioro de las mismas, como por falta de sellaje en las Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 36 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero válvulas y terminales en los hidrosanitarios, lo que provoca un sobreconsumo de agua y con ello la necesidad de rebombeo en muchas ocasiones. En el caso de la electricidad, existe deterioro en las redes de alimentación eléctrica, interruptores (principales y secundarios) y tomacorrientes. En el caso de la generación de vapor, las calderas llevan en explotación el mismo tiempo de existencia de la instalación y no han sido beneficiadas con mejoras o sustituciones, falta de insulación en válvulas (8) del sistema de distribución de vapor (6 en área de lavandería, 1 en la reductora de vapor, 1 en casa caldera), falta de insulación en 28 m de tubería de 2” en las redes del sistema de distribución de vapor (alrededor de 6 m en la reductora de vapor, 10 m en el área de lavandería, 2 m en el área casa caldera y alrededor de 10 m en el área de secado), lo que genera una alta transferencia de calor con el medio, además de escapes por deterioro de las tuberías y en ocasiones por las propias válvulas de escape, además existen salideros en las redes del sistema de distribución de vapor, (válvula de seguridad de la caldera, unión universal, salidero de vapor en uniones y válvulas del área de lavandería, salidero de vapor en manguera que alimenta la plancha # 2 en el área de secado, válvula en la reductora de vapor), estas últimas fueron solucionadas durante el período de supervisión. Por su parte en el caso de la climatización existe falta de hermeticidad en locales climatizados, (huecos en paredes, filtraciones por las orillas donde están instalados los aires, ventanas) (sala de quemados, cuerpo de guardia, terapia intensiva e intermedia, cuidados intensivos), que provocan el funcionamiento ineficiente del equipo e ineficiente operación de los sistemas climatización destinados a refrigerar aire para climatizar el ambiente en zonas de trabajo. Y en la producción de aire comprimido o de vacío se utiliza una correa inadecuada en el sistema de transmisión del motor que alimenta el compresor de aire, lo que provoca ineficiencia en el motor e incremento de consumo en el área de la lavandería. Insuficiencias en el trabajo del consejo energético: Unido a la no existencia de una conformación objetiva del mismo, está la no sistematicidad de sus reuniones, así como la no participación de todos sus miembros en las mismas, provocando deficiencias en el sistema de información y Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 37 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero divulgación de la situación del consumo de los portadores energéticos en el centro, lo que trae consigo la no participación de los trabajadores en la toma de decisiones para fortalecer una adecuada cultura y conciencia de ahorro, algo que no puede obviarse en este punto es el factor de potencia (Cosφ.) del Servicio Eléctrico que se comportan por debajo de 0.9, el promedio en el año es de 0.83, lo que ha provocado que por concepto de penalización por bajo Factor de Potencia han efectuado un pago total en el año de $ 12.888.00, siendo el promedio en el servicio de $ 1.074.00, además existe un insuficiente chequeo en el cumplimiento de las medidas contenidas en el Programa Energético como la suciedad en los filtros de los aires acondicionados, falta de hermeticidad en locales climatizados y el control del uso de la energía, por otra parte es significativo que aún persistan ineficiencias en el empleo de la iluminación artificial (existen 839 lámpara ineficiente de 40W), no se seccionalizan de circuitos de alumbrado y se mantengan luces y equipos innecesarios operando en la hora pico. Deficiente mantenimiento tecnológico Capacitación energética Falta de instrumentación Insuficiente Gestión Energética Deterioro de las estructuras físicas y tecnológicas Deficiente contabilidad energética Insuficiencias en el trabajo del Consejo Energético Deficiente Gestión Administrativa Figura 2.1 Gráfico causa y efecto de la insuficiente gestión energética Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 38 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero En la figura 2.1 (gráfico de espina de pescado o gráfico causa y efecto) se pueden apreciar los diferentes elementos básicos que provocan la insuficiente gestión energética. 2.3.4 Comportamiento del consumo de los portadores energéticos Para analizar el consumo de los portadores en la entidad se obtuvo la información en la oficina del energético principal de la entidad, Departamentos de Contabilidad, Estadística y Recursos Humanos, así como datos de trabajos realizados anteriormente. La utilización racional de la energía requiere de métodos racionales que enfoquen la solución del sobreconsumo, el exceso de pérdidas, la explotación de las instalaciones, desde el punto de vista técnico-económico y ambiental. Por otra parte las diferentes soluciones y medidas a implantar están basadas en un análisis integral que se corresponda con las características específicas del consumidor. Consumo anual de portadores energéticos Para el análisis de los portadores energéticos de la entidad, en la Tabla 2.2 se partió de los datos recogidos de la facturas de los consumos de los diferentes portadores en los departamentos de economía y mantenimiento, dicha información está actualizada pudiendo comprobar que existe un control continuo en el consumo de los portadores, en el centro se consumen los siguientes datos. Con diferentes informaciones y mediciones (Año 2010) se pudo realizar el siguiente gráfico de Pareto donde se llevaron los portadores a toneladas de petróleo equivalente (TEP), se observa que la electricidad es el portador más significativo con un 64.30 %, el fuel oil un 27.10 %, el diesel 8.00 % y la gasolina es la menos significativa con un 0,60 %.Esto nos ayuda a centrar nuestro estudio de eficiencia en la electricidad siendo estos los más explotados. Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 39 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero % tcc 200,00 102,00 175,00 100,00 100,00 99,83 99,61 150,00 98,00 93,92 100,00 96,00 94,00 93,92 50,00 10,60 5,69 0,00 E. Elect. 0,41 0,22 0,31 0,17 GPL Diesel Fuel Oil 92,00 90,00 tcc Portadores % % Acumulado Figura 2.2. Gráfico de Pareto de los portadores energéticos Composición de los costos por portadores El gráfico 2.3 corresponde a los costos por portadores de la instalación. Observando que la electricidad con un consumo de 130972.8 (MP) en el año 2010 es el más significativo de todos, representando en la misma el 73 % de la energía total consumida en la entidad, el consumo de la misma está determinado por los niveles de servicios de cada mes. % Acumalado 140000,00 130972,80 120,00 120000,00 100,00 100,00 80,00 73,55 60,00 60000,00 40000,00 0,00 40,00 27718,97 13874,37 20000,00 73,55 Electricidad 15,57 Gas licuado % MP 100000,00 80000,00 96,91 89,12 7,79 Fuel oíl Portadores 5495,38 3,09 Diesel 20,00 0,00 Costo (MP) % % Acumulado Figura.2.3 Estructura de los costos de los portadores energéticos Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 40 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Es significativo señalar que de los 10,9 MMP que es el presupuesto anual de la institución, al sector energético se destinan 128,6 MP, que representan el 1,18 % de los gastos 2.3.5 Generalidades del sistema de suministro eléctrico El Hospital “Guillermo L Fernández Hernández-Baquero por las características de su equipamiento y los servicios que presta está considerado un consumidor de primera categoría, este consta de un número considerable de nodos con cargas de diferente naturaleza y niveles de tensión. Esto hace que los análisis de flujo de carga sean muy complejos y requieran del apoyo de la modelación y de las mediciones de los parámetros del sistema para poder realizar una evaluación y efectuar mejoras en los índices de calidad y eficiencia de la red. A la entidad se le suministra la energía eléctrica a través de los circuitos 21 de las Coloradas o expreso y 2 del Caribe, ambos líneas de media tensión (13.8 kV). Tiene una subestación con un transformador en aceite que tiene una potencia de 1000 kVA y reduce el voltaje a 480 V. Este cuenta además con dos sistemas de generación diesel de 600 kVA = 480 kW. Cada uno para caso de emergencia. Según el esquema monolineal (Anexo 4), de dicha subestación salen dos circuitos principales: Uno que alimenta aproximadamente el 77 % de la carga nominal del hospital y el otro que alimenta aproximadamente el 23 % de la carga nominal, estos circuitos van a las pizarras de distribución (PGD), las cuales poseen breakers automáticos de donde se manipula el suministro de energía eléctrica a los transformadores ubicados en las diferentes áreas del hospital, los mismos son del tipo seco con conexión ∆/Υ aterrada. Dichos transformadores reducen el voltaje de 440 V a 220 V y 127 V con el neutro según el servicio que interese brindar, voltaje apto para la utilización de los equipos eléctricos (médicos y no médicos). Áreas o Sistemas más representativos en el consumo de portadores energéticos Los procesos más consumidores de energía eléctrica en la entidad son: ¾ Climatización y refrigeración (81 %) ¾ Sistema de Bombeo de agua (3 %) ¾ Tomógrafo (4 %) Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 41 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Comportamiento del consumo de energía eléctrica anual: El gráfico 2.4.1 muestra el comportamiento del plan y el consumo de energía eléctrica durante el año 2010, lo que comparamos con un período de 12 meses comprendido entre junio 2010- mayo 2011 (figura 2.4.2), por lo significativo del comportamiento. El mismo se obtuvo luego de analizar las diferentes facturas por meses para ver cuál ha sido el comportamiento de toda la energía eléctrica que se consumió. 80,00 MW 70,00 60,00 50,00 40,00 30,00 20,00 DI C V. T. NO O C B. AR ZO AB R IL M AY O JU NI O JU LI O AG O . SE PT . M FE EN ER O 10,00 0,00 REAL .Figura 2.4.1 Consumo de Energía Eléctrica Año 2010 80,00 MW 70,00 60,00 50,00 40,00 30,00 20,00 DI EN C ER O FE B. M AR ZO AB R IL M AY O V. NO T. O C JU NI O JU LI O AG O . SE PT . 10,00 0,00 REAL .Figura 2.4.1 Comportamiento del Consumo de Energía Eléctrica junio 2010mayo 2011 Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 42 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Estos gráficos corresponden al consumo total que se le ha facturado a la instalación, percatándonos que los meses de mayor gasto de energía en los diferentes años son los meses comprendidos desde mayo hasta octubre, a partir de estos meses comienza a estabilizarse el consumo de energía. Esto se debe a la situación que presenta el clima de nuestro país en los meses de verano, en los cuales la temperatura aumenta drásticamente y para mantener las condiciones óptimas de trabajo de los equipos de electromedicina se requiere un mayor trabajo del equipamiento de climatización, sin embargo, de acuerdo con las lecturas existe una aparente disminución en el consumo de este portador entre los meses de febrero- abril de 2011, lo que no es real, pues las lecturas estuvieron afectadas por fallas del metro contador que no fueron detectadas en el momento oportuno, ni por la contabilidad interna, ni por la OBE. Índice de consumo de electricidad: Registros históricos de servicios contra energía eléctrica En el grafico 2.5.1 se puede conocer el registro histórico de la producción y la energía consumida anual en el último quinquenio, para poder tener una breve idea del comportamiento de los portadores de estos últimos años, observándose un decrecimiento de los servicios prestados a la población en relación con la energía consumida en kWh. 1000000 900000 800000 700000 600000 500000 400000 300000 200000 100000 0 905098 813103 72021 2006 816023 71823 2007 71817 2008 Consumo (kWH) 830503 73133 2009 827792 73772 2010 838503,8 72513,2 Promedio Servicios Prestados Figura 2.5.1 Registro histórico de Servicios contra Energía Eléctrica 20062010 Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 43 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Para realizar el análisis de la electricidad primeramente se analizó la base de datos disponible del año 2010. En la siguiente figura el índice de consumo de electricidad se recuerda que el mismo está definido como la cantidad de MWh contra los servicios prestados, es decir MWh/SP. Para mostrar más claramente se muestra el gráfico del índice de consumo teniendo en cuenta la energía eléctrica consumida (Fig. 2.5.2) 0,014 0,012 MWh/SP 0,010 0,008 0,006 0,004 0,002 Fe b. M ar zo Ab ril M ay o Ju ni o Ju l io Ag os Se pt . O ct . No v. Di c. En er o 0,000 Indice de Consumo (MWh/SP) Figura 2.5.2 Índices de Consumo año 2010 En el gráfico 2.6 refleja el comportamiento entre el consumo de energía (MWh) contra los servicios prestados por la entidad durante el año 2010. Podemos observar que durante los meses de julio a septiembre no hay correspondencia entre los servicios prestados y el consumo de energía eléctrica, existen dos factores que justifican la disminución en la prestación de servicios, primeramente en estos meses los planes de servicios prestados son menores por vacaciones masivas del personal de la entidad y por las características de la población del territorio, que por ser mayoritariamente de otras partes del país vacacionan en sus territorios de origen. El elevado consumo energético pudiera justificarse con las altas temperaturas del verano y la necesidad de mantener el clima para la conservación y condiciones óptimas de trabajo del equipamiento electromédico que requiere un mayor consumo por climatización, sin embargo, el estudio demuestra que aún no se toman todas las medidas necesarias para lograr la correspondencia entre estos elementos, que deben ser los indicadores para medir Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 44 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero el índice de eficiencia de la institución, valorando que el IC promedio es de 0,0110 MWh/SP y en esos meses oscila entre los 0,0119 y 0,0133 MW/h/SP, al igual que 8000 90 80 70 60 50 40 30 20 10 0 7000 6000 S/P 5000 4000 3000 2000 1000 Fe b. M ar zo Ab ril M ay o Ju ni o Ju l io Ag os Se pt . O ct . No v. Di c. En er o 0 MWh en diciembre que se dispara hasta los 0,0147 MWh/SP (ver fig. 2.5.2) S. Prest. E. C.(MWh) Figura 2.6. Energía Eléctrica contra Servicios prestados Cuando se analiza en forma de gráfico de dispersión con coeficiente de correlación R2 ≥ 0,75, el índice de consumo de electricidad, se obtienen gráficos que demuestran la no correlación entre la cantidad de pacientes atendidos y los kWh. En el gráfico 2.6 se observa que no existe correlación con un coeficiente R² = 0.4416, además de que el valor de la pendiente es negativo. Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 45 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Figura 2.7. Gráfico de Dispersión Mediante el gráfico de la figura 2.5 podemos ver que en los primeros meses del año 2010 el índice de consumo alcanza su mayor valor, debido a que históricamente se ha estudiado que en este período el plan de servicios se eleva producto a las actividades del hospital (cirugías partos, ingresos etc.) Los meses de menor índice son los de verano producto al poco personal en la entidad. Análisis de la facturación eléctrica Mediante el Acuerdo No. 3944, del Comité Ejecutivo del Consejo de Ministros, fueron aprobados, con carácter provisional hasta tanto sea adoptada la nueva legislación sobre la organización de La Administración Central del Estado, el objetivo y las funciones y atribuciones específicas de este ministerio, entre las que se encuentra la de dirigir, ejecutar y controlar la aplicación de la política de precios del Estado. Se aplicará a los servicios de consumidores clasificados como de Media Tensión con instalaciones de cogeneración u otras que generen energía eléctrica, cuya demanda máxima del SEN sea igual o inferior a su capacidad de generación (en kW) en explotación activa o mantenimientos planificados, cuya extensión sea inferior a un mes completo de la facturación de electricidad. En caso que la industria cese su explotación activa por tiempo continuo, superior a un mes completo de facturación, se aplicará en toda su envergadura la tarifa correspondiente a este nivel de voltaje. La tarifa eléctrica aplicada al Hospital Guillermo Luis Fernández Hernández- Baquero es la siguiente: Tarifa de media tensión (M-1.A) ,20h o más de servicios, $5,00 mensuales x cada kW contratado en horario pico (17:00-21:00). ¾ $ 0.083 por cada kWh consumido en el horario pico. ¾ $ 0.042 por cada kWh consumido en el horario del día. ¾ $ 0.028 por cada kWh consumido en horario de madrugada. Las industrias contratarán la máxima demanda para el control de la penalización, sobre la base de la capacidad real necesaria (capacidad real de todas las instalaciones eléctricas deducidas las capacidades de su instalación de Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 46 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero generación disponible), más la capacidad de su mayor instalación de generación propia, pero nunca mayor del 90 % de la capacidad instalada de transformación. Si la demanda máxima registrada en el horario de día y pico es mayor que la contratada, se facturará el exceso al triple del valor de la demanda de la tarifa de media tensión M-1.A., o sea $ 15,00 por kW en exceso. Se aplica la cláusula del factor de potencia. Se aplica la cláusula de ajuste por variación del precio del combustible. Se penalizará con un factor de potencia menor de 0.90. Entre 0.90 y 0.92, no habrá penalización ni bonificación, quedando la factura sin variación. Se bonificará con un factor de potencia de 0.92 hasta 0.96. Cuando el factor de potencia sea mayor de 0.96, la bonificación se calculará utilizando el valor de 0.96. En el gráfico 2.7 se muestra el análisis de la tarifa eléctrica en los años del 2008 hasta abril del 2011, donde se puede percatar que el 2011 lleva un 20% del total de los gastos de facturación. Figura 2.8. Análisis de la tarifa eléctrica por año Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 47 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Figura 2.9. Estructura de gasto de la facturación eléctrica En el gráfico 2.8 se aprecia que el consumo durante el día es el que más aporta a la facturación eléctrica con un 84 %, seguido por las penalizaciones con un 13 %, debido al bajo factor de potencia existente en la instalación. Levantamiento de cargas instaladas Para tener una idea general de las cargas instaladas en la entidad se realizó un levantamiento cuyo resultado aparece en la tabla correspondiente (Anexo 1). Como resultado del análisis realizado se tiene que, la potencia instalada es 1307.76kW. Con toda la información recuperada, es posible conocer la estructura de esta carga instalada, con la cual se tiene una idea del peso que representa cada familia de equipos en la composición global de los consumidores mostrándose estos resultados en el gráfico 2.10. Los equipos de climatización y la refrigeración son los que definen el consumo de energía eléctrica en el hospital. Como se observa en este gráfico, el mayor peso de consumo en la carga instalada en la entidad recae sobre la climatización, la cual representa un 81 %, seguida por los equipos de lavandería los cuales suman un 4 %, continúan la iluminación general con un 3 %, al igual que los equipos de electromedicina con un 2 % y por último los equipos de cocina y esterilización que son los menores consumidores del hospital. Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 48 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Estratificando el consumo de potencia activa a partir de cálculos estimados del tiempo de trabajo de todas las cargas del hospital se pudo realizar un gráfico de Pareto. Se tomó como base la misma estructura de la potencia instalada pero en este caso el gráfico de barra y el de por ciento acumulativo indican que entre la climatización, tomógrafo y la iluminación general se consume aproximadamente el 90 % de la energía eléctrica (Ver gráfico 2.10.). Figura 2.10. Estructura de las cargas instaladas Figura 2.11. Gráfico de Pareto del pronóstico de la demanda tomando como referencia la estructura de la carga instalada Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 49 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Figura 2.12. Comportamiento de las potencias Activa, Reactiva y Aparente El gráfico 2.11 representa el comportamiento de las potencias trifásicas P, Q, y S de la entidad. Con este gráfico se llegó a la conclusión de que el mismo está subcargado, donde el mayor valor de la potencia aparente en ese año es de 250 kVA lo que equivale a un coeficiente de carga del transformador de un 25 % aproximadamente, por debajo de la capacidad nominal del transformador que es de 1000 kVA. Además se puede observar en la figura que la diferencia entre el consumo de potencia activa y aparente es muy pequeña a consecuencia del bajo consumo de reactivos de manera general, lo cual se manifiesta en un factor de potencia que oscila entre 0.83 y 0.87. Análisis del comportamiento del factor de potencia en el Hospital en el transcurso del año 2010 El factor de potencia energéticamente hablando es la relación entre la potencia activa y la potencia aparente del circuito, es una medida del grado de aprovechamiento de la energía eléctrica; como se muestra en el gráfico 2.12 el factor de potencia en el del hospital se encuentra fuera de los parámetros establecidos para un óptimo funcionamiento, por lo que se concluye que existe una descompensación del factor de potencia que requiere una atención inmediata. Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 50 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Para el análisis del comportamiento del factor de potencia en el sistema se puede ver en la figura donde existe un bajo factor de potencia incluso con valores muy pequeños como 0.50, esto es debido a la falta de instalación de banco de condensadores que regulen el cosφ del centro. En las lecturas dio un promedio de 0.83 lo que demuestra la falta de instrumentos y de tecnología para la regulación del mismo. Figura 2.13. Historial del Factor de Potencia (Ver Anexo 1) Figura 2.14. Importe por penalización del Fp. (Anexo 1) Como se ha podido observar en el gráfico 2.13 los años que más han afectado la economía del hospital producto de las penalizaciones del bajo factor de potencia ha sido el año 2010, la cifra estaba valorada en más de 8000 CUP, con respecto al 2011 el estudio se realizó hasta abril y lleva más de $2000 CUP, por eso es Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 51 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero preciso la reducción en el costo de la electricidad para mantener un el nivel de consumo de potencia reactiva por debajo del valor penalizable, según el sistema tarifario en vigor. Ya que un factor de potencia alto permite la optimización de los diferentes componentes de una instalación. Se evita el sobredimensionamiento de algunos equipos, sin embargo, para lograr los mejores resultados a nivel técnico, la corrección debe llevarse a cabo lo más cerca posible de los receptores. 2.3.6 Resultados de la aplicación de las herramientas de la Gestión Energética Cálculos de beneficios económicos en la institución Cálculos de beneficios potenciales para mejorar el factor de potencia Si se conecta al hospital un banco de condensadores, se podrá ahorrar anualmente una suma de dinero considerable, pudiendo realizar de esta forma otras inversiones en beneficio de la entidad. Tabla 2.3 Beneficios potenciales Factor de Potencia Mejora del Factor de Potencia en HGLFHB Beneficios potenciales kWh/año $ /año - 1274.4 Método de cálculo estimado empleado Los beneficios económicos se pueden obtener empleando los siguientes datos y ecuaciones: Tabla 2.4 Datos para el cálculo estimado (FPD) Factor de potencia deseado (0.94) 200.4 (FPB) Factor de potencia base (0.92) 9419.33 (Ippa)Importe por penalización anual 1074 (Itpa) Importe total promedio anual 10493.33 Ecuación para determinar el Importe por FP = 0.9 anual (IFP=0.90) Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 52 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero IFP(0.90 ) = Itpa − Ippa Ecuación 2.1 Importe por Factor de Potencia Ecuación para determinar el Importe por Bonificación por elevar el FP a 0.94 (IFP=0.94): IFP ( 0 . 94 ) = ⎡ ⎛ 0 . 92 ⎢ ⎜ 0 . 94 ⎣⎝ ⎤ ⎞ ⎟ − 1 ⎥ xIFP ⎠ ⎦ ( 0 . 90 ) Ecuación 2.2 Importe por Bonificación Ecuación para determinar el Importe Ahorrado Anualmente (IAA) IAA = IFP (0.90 ) + IFP(0.94 ) Ecuación 2.3 Importe horrado anualmente Beneficios potenciales para mejorar la demanda contratada Tabla 2.5 Demanda contratada Demanda Contratada Beneficios potenciales kWh/año Demanda contratada mayor a la real registrada $ /año 3975.00 Tabla 2.6 Datos para el cálculo estimado Los beneficios económicos se pueden determinar empleando los siguientes datos y ecuaciones: (DMC) demanda máxima contratada: 220 (DMRP) demanda máxima real promedio: 123 (DMR) demanda máxima registrada: 133 (PKDC) precio por cada kW de demanda contratada: 5 Ecuación para el cálculo de la demanda máxima contratada propuesta: Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 53 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero MDP = DMRP.100% 80% Ecuación 2.4 Demanda máxima contratada Ecuación para el cálculo del beneficio potencial ($/año): BP = (DMC − MDP ).PKDCx12 Ecuación 2.5 Beneficio Potencia En el análisis de iluminación se hizo un levantamiento de la cantidad de lámparas, cuyo resultado se recogen, donde se pudo comprobar que existen aún un número considerables de lámparas que podrían ser sustituidas, de 40 W por 32 W. Esto le traería a la entidad grandes beneficios debido a que si se hacen estos cambios se podrá ahorrar anualmente una suma de dinero considerable. Método de cálculo empleado La Energía Eléctrica Ahorrada se puede determinar empleando los siguientes datos y ecuaciones: Tabla 2.7 Beneficios por cambios de lámparas ineficientes Fuente de Luz propia Cambio de 839 lámparas fluorescentes ineficientes (40W) x lámparas fluorescentes eficientes (32 W). Beneficios potenciales kWh/año $ /año 73730 11059.5 Tabla 2.8 Datos para el cálculo estimado (PLNE) Potencia instalada de las lámparas no eficientes existentes (kW) 33.6 (PLE) Potencia instalada de las lámparas eficientes (kW) 13.4 (Tal) Tiempo de trabajo anual del alumbrado 3650 Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 54 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Ecuación para el cálculo de (CLNE), consumo de lámparas no eficientes existentes (kWh) CNLE = PLNE .Tal Ecuación 2.6 Consumo de lámparas no eficientes Ecuación para el cálculo de (CLE), consumo de las lámparas eficientes (kWh) CLE = PLE.Tal Ecuación 2.7 Consumo de lámparas eficientes Ecuación para el cálculo de la Energía Eléctrica Ahorrada (Ea): Ea = CLNE − CLE Ecuación 2.8 Energía Eléctrica Ahorrada Nota: En la realización del cálculo se tuvo en consideración como promedio el factor de uso de las luminarias en los diferentes locales alrededor de 10h. Falta de insulación en las redes de vapor: Tabla 2.9 Insulación en las redes de vapor Insulaciones en las redes de Vapor Insulación de 28m de tuberías de 2” y de 8 válvulas de las redes distribución de vapor Beneficios potenciales kWh/año $ /año 1 715.5 248.75 Método de cálculo empleado Se tuvo en cuenta para el cálculo la diferencia de temperatura de trabajo del vapor con el medio ambiente (125 grados C) y la presión del vapor (8.5 atm), el diámetro (2”) y longitud del cada tramo de tubería sin insular (28m) y por tablas se determinó las pérdidas de energía en k Cal/metros lineales * hora; se empleó la siguiente fórmula para el cálculo de las pérdidas en ton * hora fuel oíl. Se asumió que cada válvula sin insulación representa 1 m de tubería sin insular (8 válvulas = 8 m). Pérdidas (ton * hora) = (# metros x k Cal/metros lineales * hora) / (9 600 k Cal/Kg. x 1 000 Kg. / ton) Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 55 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Tabla 2.10 Datos de beneficio de las tuberías de vapor Diámetro Longitud Pérdidas Ton / hora (Inch) (m) (kcal/metros lineales*hora) 2 28 399 0.0012 Se llevó este total x hora a 4 horas diarias de trabajo de la caldera = 0.028 ton * día, se convirtió la ton de Fuel oíl a TCC utilizando el factor de conversión 0.9903 =0.028, este resultado se divide por el factor de conversión de TCC a Electricidad (0.340) = 0.082 MWh * día x 1000 = 82 kWh*día x 365 días al año = 29930 kWh/año. Falta de hermeticidad en locales climatizados Tabla 2.11 Beneficios potenciales en los locales climatizados Locales Climatizados Lograr la hermeticidad en paredes, evitar filtraciones donde están instalados los aires (Terapia intermedia, Cardiología, Cuerpo de guardia, etc.). Beneficios potenciales kWh/año $ /año 3532.032 529.8048,00 Método de cálculo Potencia instalada 18 aires acondicionados (kW): (18 aires acondicionados x 560 W)/1000 = 10.08kW Se le aplica el 4 % de pérdidas x Falta de Hermeticidad = 0.4032 kW Tiempo de trabajo: 8 h/día Potencia ahorrada anual (kWh/año) = (Potencia Instaladas x pérdidas)/100 x Tiempo de trabajo x 365 días= 0.4032 kW x 24 h x 365 días = 3532.032 kWh/año Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 56 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Principales oportunidades de beneficios potenciales detectadas Tabla 2.12 Beneficios potenciales Benef. Potenciales Descripción 1 2 3 4 5 Cambio de 839 lámparas fluorescentes ineficientes (40W) x lámparas fluorescentes eficientes (32 W) Logrando la hermeticidad en Locales Climatizados Insulación de 28m de tuberías de 2” y de 8 válvulas de las redes de distribución de vapor Demanda contratada mayor a la real registrada Mejora del Factor de Potencia en Hospital Guillermo Luis kWh/año $ /año 73730 11059.5 3 532.032 529.80 1 715.5 248.7 215 865 3975.0 168298 1274.4 - - - - 463 140.5 17087.4 Aplicación de métodos de estimulación para el uso 6 racional de portadores energéticos que se vinculen directamente con el desempeño de cada trabajador en el centro. Aplicación de medidas disciplinarias, administrativas 7 o de otra índole ante violaciones de lo establecido en el Programa Energético. Total Implementación del Sistema de Gestión Energética ¾ Mantener el máximo de eficiencia en el almacenamiento, distribución, consumo y utilización de la energía y sus residuales, con el propósito de seguir la disminución sistemática de los índices de consumo e influir de forma decisiva en la mejoría de los servicios prestados por el Hospital. ¾ Mantener una adecuada organización y control de la contabilidad de los portadores energéticos. ¾ Desarrollar una ética de la conservación de la energía, favoreciendo la protección del Medio Ambiente. ¾ Tomando como guía el Capítulo 8 del Manual para la organización de la dirección técnica en la producción, referido a la Gestión Energética, como un Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 57 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero instrumento didáctico y práctico, mantener un trabajo dinámico, que nos permita una labor más eficiente en todo lo concerniente a los portadores energéticos. ¾ Perfeccionar la metodología y ejecución de las Inspecciones y Auditorías Energéticas, de forma que quede en cada una de ellas bien definido dónde están las dificultades, cuantificando las pérdidas y dictando las medidas concretas y necesarias para su erradicación. ¾ Determinar dónde están las potencialidades de ahorro de portadores energéticos y confeccionar los programas para su explotación. ¾ Confeccionar el Programa de Ahorro de Electricidad en Cuba (PAEC), Plan y Programa de Economía Energética con mejor calidad, compatibilizado con el Plan de Negocios y el aseguramiento de los presupuestos para la ejecución de las inversiones, de ser estas necesarias. ¾ Preparar un personal capacitado para integrar el Grupo de Economía Energética, que sea capaz de enfrentar cualquier reto técnico que se le presente. ¾ Mejorar la vinculación que existe entre el comportamiento de los indicadores energéticos y los resultados económicos. ¾ Establecer dentro del sistema de estimulación la bonificación por ahorros de portadores energéticos, en especial al personal que influye directamente en esos ahorros. ¾ Integrar la preparación, la divulgación y la información energética, a fin de aumentar la educación hacia el control y el uso racional de la energía. ¾ El Sistema de Gestión Energética elaborado para implantarlo en el Hospital debe estar confeccionado a partir de la integración de diez elementos fundamentales: Estructura y organización del Grupo de Economía Energética: ¾ Auditoría Energética ¾ Programa de Economía Energética ¾ Reglamentación Técnica de Equipos y Sistemas, para asegurar el Uso Racional de la Energía ¾ Planificación Energética ¾ Inspección Energética Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 58 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero ¾ Investigación e Innovación Tecnológica ¾ Preparación del Personal y Divulgación Energética ¾ Evaluación de resultados 2.4 Plan de medidas cuantificado para dar solución al banco de problemas energéticos Para la mejor utilización de los equipos y así lograr un incremento de la eficiencia energética, se trazaron un grupo de medidas: Energía Eléctrica ¾ Garantizar la lectura diaria del metro contador del hospital en general. ¾ Realizar mensualmente auditorías energéticas en toda el área del hospital. ¾ Se hará uso racional de los elevadores, solo se moverá en ellos el personal que realmente lo necesite. (de 3 solo se quedará 1 trabajando después de las 5pm.Se ahorra 22kWh). ¾ Se desplazará el funcionamiento del horario pico (5pm-9pm.22kW) el uso racional de todos los motores eléctricos, motobombas para agua, etc. ¾ Mantener limpios los bombillos ahorradores y luminarias fluorescentes, así como los acrílicos que protegen las lámparas para no disminuir el nivel de iluminación del hospital. ¾ Desconectar los trasformadores de lámparas que no se usen, ya que están deterioradas y tratar de recuperarlos en mantenimiento (ahorro 1.1kWh). ¾ Garantizar el mantenimiento de todos los motores, incluyendo el alineamiento y engrase de los puntos móviles de apoyo, para así brindar una operación segura y con buena eficiencia energética (ahorra 140kWh diario). ¾ Evitar que el tanque de agua elevado y los dos de reserva de nefrología se desborden y así se logrará ahorrar agua y electricidad (ahorra 11kWh). ¾ Instalar banco de condensadores para así mejorar el factor de potencia y evitar las penalizaciones de la OBE (ahorra $300.00 mensual promedio). ¾ Seccionalizar los circuitos eléctricos de iluminación (ahorra hasta un 30%). Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 59 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Refrigeración ¾ Asegurarse que las puertas cierren herméticamente, revisando periódicamente las juntas para que sellen correctamente (ahorra 400kWh diario). ¾ No introducir productos calientes en las cámaras de refrigeración (ahorra 2220kWh diario). ¾ No sobrecargar de productos los refrigeradores ni las cámaras, solamente mantenerlas a su capacidad normal. (ahorra 400kWh). Climatización ¾ No utilizar los acondicionadores de aire no tecnológicos en los horarios picos, instalar brazos hidráulicos y bisagras de vaivén en las puertas de los locales climatizados, no abrir estas puertas frecuentemente ya que así se pierde energía (en 5 horas 16.8 kWh). ¾ Limpiar cada 15 días los filtros de los acondicionadores de aire y los Split para evitar sobre consumo. Fijar el termostato de los equipos a 24 grados centígrados (4.5 kWh). ¾ Revisar los salideros de aire por ventanas y puertas (ahorra hasta un 20%, 18 kWh). ¾ Plantas Eléctricas Auxiliares (Grupo Electrógenos) Volvo - Penta 600kVA. ¾ Maximizar la utilización de las plantas en horarios picos, se alimentará un 73 % de todo el hospital y no de la red nacional. Se ejecutará esta acción en cuanto la OBE lo solicite. Hasta 250 kWh cuando se necesite. ¾ Controlar el consumo de diesel y el tiempo de trabajo de las Plantas Eléctricas. ¾ Evitar que las mismas trabajen por debajo de su carga nominal ya que son en estos casos ineficientes. 2.5 Sistema de Gestión Total Eficiente de Energía en la entidad La utilización racional de la energía requiere de métodos racionales que enfoquen la solución del sobre-consumo, el exceso de pérdidas, la explotación de las instalaciones, desde el punto de vista técnico-económico y ambiental. Por otra parte las diferentes soluciones y medidas a implantar están basadas en un Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 60 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero análisis integral que se corresponda con las características específicas del consumidor. Para lograr la eficiencia energética de forma sistemática es necesaria la aplicación apropiada de un conjunto de conocimientos y métodos que garanticen esta práctica. Ellos deben ser aplicados a los medios de trabajo, los recursos humanos, los procesos, la organización del trabajo, los métodos de dirección, control y planificación. A tal efecto, se ha desarrollado una tecnología para la Gestión Energética en las entidades, que sintetiza la experiencia, procedimientos y herramientas obtenidas en la labor por elevar la eficiencia y reducir los costos energéticos en la industria y los servicios. Acciones para implementar Sistema de Gestión Total Eficiente de la Energía ¾ Capacitación al Consejo de Dirección y especialistas en el uso de la energía. ¾ Establecimiento de un nuevo sistema de monitoreo, evaluación, control y mejora continua del manejo de la energía. ¾ Identificación de las oportunidades de conservación y uso eficiente de la energía en el hospital. ¾ Proposición, en orden de factibilidad, de los proyectos para el aprovechamiento de las oportunidades identificadas. ¾ Organización y capacitación del personal que decide en la eficiencia energética. ¾ Establecimiento de un programa efectivo de concienzación y motivación de los recursos humanos del hospital hacia la eficiencia energética. ¾ Preparación de la entidad para auto diagnosticarse en eficiencia energética. 2.5.1 Propuestas de inversión para la institución El Hospital ha sido penalizado por bajo Factor de Potencia en estos últimos años, por lo que proponemos mejorarlo mediante la instalación de un banco de condensadores que logre disminuir el consumo de reactivo con la consecuente mejora del factor de potencia, lo que permite la disminución de las pérdidas en todo el sistema y podemos liberar capacidades en los equipos, reduciendo las caídas de tensión, así como lograr que la instalación en su conjunto tenga un factor de potencia superior. Esto reduce el costo de electricidad, cuando la tarifa Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 61 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero incluye recargos por bajo factor de potencia y bonificaciones por valores elevados, lo cual suele ser la mayor ventaja económica de esta propuesta. La potencia reactiva no puede ser anulada debido a que muchos equipos la utilizan para su funcionamiento, sin embargo su circulación por transformadores y líneas de las instalaciones produce pérdidas de energía, lo que hace necesario llevar de la mano estos elementos inversamente proporcionales para solucionar satisfactoriamente el problema. Tenemos que el factor de potencia actual en la instalación es de 0.83 por lo que es necesario instalar un banco de condensadores, para que este sea elevado a 0.94 y de esta forma la instalación sería bonificada. Cálculo del banco de condensadores para el mejoramiento del Factor de Potencia Datos: Pn= Potencia Aparente nominal cos ϕ (real ) = 0,83 cos ϕ (deseado ) = 0,94 Pa= Potencia Activa demandada Qc= Cantidad de reactivo necesario para compensar Q= Potencia reactiva Sn=1000kVA Cálculos: Ecuación 2.9 Potencia activa Pa = Sn ⋅ cos ϕ (0,83) Pa = 830kW Mejora del Factor de Potencia: Ecuación 2.10 Qc = Pa.(0,309 ) Qc = 257ckVAr Se necesitan 0.309 kVAr por cada kW de la carga para mejorar el factor de potencia (Ver Anexo 1). Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 62 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Para una carga de 830 kW se necesitan 256.47kVAr de compensación de reactivo. Compensación en los terminales del transformador: Ecuación 2.11. Potencia reactiva Q = Sn 2 − Pa 2 Q = 557,76kVAr Ecuación 2.12. Potencia reactiva del sistema Qsist = Q − Qc Qsist = 301,29kVAr Ecuación 2.13. Potencia aparente S1 = Pa 2 + Qsist 2 S1 = 882,9kVA Comprobación del cos ϕ cos ϕ = Pa S1 cos ϕ = 0,94 Compensación para incrementar la potencia activa disponible Para una carga de 100kW y un factor de potencia de 0.83 inductivo, la potencia aparente de la carga adicional es de: Ecuación 2.14. Potencia aparente para una carga adicional S2 = P(c arg aadicional ) fp (inductivo ) S 2 = 125kVA La potencia reactiva para la carga adicional sería Ecuación 2.15 Potencia reactiva para una carga adicional Q2 = S 2 2 − P2 2 Q 2 = 75kVAr La potencia total a alimentar será: Ecuación 2.16 Potencia total Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 63 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Pt = P1 + P 2 Pt = 930kW La máxima capacidad reactiva de un trasformador de 1000 kVA cuando entrega 930 kW sería: Q2 = S 2 2 − P2 2 Q 2 = 367 kVAr La potencia total demandada por la instalación después de conectada la carga adicional sería: Ecuación 2.17 Potencia reactiva total Qt = Q1 + Q 2 Qt = 632,7kVA El banco mínimo de capacitores a instalar es: Qc = 265,76kVAr Cálculos de las pérdidas por transformación antes de la compensación Datos: Pfe = Pérdidasenelhierro2,594kW T 1 = T 3 = Tiempo det rabajodeltransformadorenhoras ⋅ 720h Pcu = Pérdidasenelcobre ⋅ 11,115kW Ecuación 2.18. Pérdidas por transformación antes de la compensación: 2 ⎛ kVAr ⎞ Pt (ac ) = Pfe ⋅ T 1 + ⎜ ⎟ ⋅ Pcu ⋅ T 3 ⎝ kVAn ⎠ Pt (ac ) = 110282,90 / año Pérdidas después de la compensación: Ecuación 2.19 Pérdidas por transformación después de la compensación: 2 ⎛ S1 ⎞ Pt (dc ) = Pfe ⋅ T 1 + ⎜ ⎟ Pcu ⋅ T 3 ⎝ kVAn ⎠ Pt (dc ) = 96350,03kW / año Ahorro en pérdidas después de la compensación: Ecuación 2.20 Ahorro en pérdidas después de la compensación: Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 64 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero ∆Pt = Pt (ac ) − Pt (dc ) ∆Pt = 168298,44kW / año Capacidad Liberada: Ecuación 2.21. Capacidad liberada: kVA1 = Pa cos ϕ1 kVA1 = 954 Ecuación 2.22. Pérdidas: kVA2 = kVA1 ⋅ (cos ϕ1 − cos ϕ 2 ) kVA2 = 882,95 kVA2 = kVA1 − kVA2 kVA2 = 71,05 2.5.2 Valoración Económica A continuación se presenta un estudio del impacto que produce la compensación de la potencia reactiva en los sistemas eléctricos, para ello se han cuantificado las pérdidas actuales que se tienen en el sistema, el costo que representa la implementación de las inversiones necesarias y el tiempo de recuperación. Los indicadores dinámicos para la evaluación de las inversiones, parten del desarrollo de un modelo, en el que se consideran las entradas (ingresos) y las salidas (gastos) de efectivo a causa de realizar el proyecto, calculando el flujo resultante en varios años. Costo de los Bancos de condensadores El costo estimado de los bancos de condensadores se valora según la oferta de la firma suministradora, en el caso que se ocupa la firma suministradora es la Corporación COPEXTEL, S.A., esta firma ya incluye el costo de los bancos de condensadores. Bancos de capacitores automáticos 230 y 440 V, 3Ø, 60 Hz, compuestos de condensadores VARPLUS2 con membrana de supresión, resistencia de descarga y fusible de protección incluidos. Construidos con materiales compatibles con el ambiente, Regulador Automático / Manual NR-6 con microprocesador y protecciones (desconexión y reconexión automática) por regulación inestable, baja tensión, sobretensión, sobretemperatura, sobrecargas armónicas, Disyuntor Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 65 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero General interbloqueado con la puerta. MARCA MERLIN GERIN. Contactores TELEMECANIQUE tipo LC1. Tabla 2.13 Costos de transformadores No. Descripción Costo Total (CUC) 1. Banco de Condensadores de 260 kVAr 3120 Ahorro en pérdidas eléctricas Cuando se realiza la compensación en cualquier entidad, se reduce en gran medida las pérdidas, permitiendo un ahorro monetario. Tabla 2.14. Ahorro en pérdidas eléctricas Pérdidas AC Pérdidas DC Ahorro pérdidas 110282.90 kW/año 96358.03 kW/año 168298 kW/año Tiempo de recuperación de la inversión Ta = Inversióntotal / penalizaciones + ahorroenpérdidas Ta = 0,013 La inversión se recupera en menos de un mes aproximadamente. Resultados de la inclusión en el sistema eléctrico del Banco de Condensadores: ¾ Ahorro por pérdidas de energía eléctrica 168298 kW/año. ¾ Ahorro por concepto de penalización en el orden de $ 58983.24 MN al año. ¾ Pago por concepto de bonificación que equivale $ 14880.27 MN al año. Otro aspecto a tener en cuenta es la disminución de la demanda contratada desde valores de (300 kW hasta 220 kW), representa una disminución en cuanto al pago por demanda contratada de $ 3975. Facturación: Importe Cargo Variable (ICV) = [(Prp * Cp) + (Prd * Cd)] * K Cargo Variable = [(0.083*108874) + (0.04*449273)] * 1.486 = 40133.089 Importe Cargo Fijo (ICF) = Prcf * Dc Cargo Fijo = 5.00 * 250 = 1250 Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 66 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Importe de pérdidas IPerd =168298 Importe Facturación Normal (IFN) = ICF + ICV + IPERD (IFN) =58281.089 Importe Factor de Potencia (IFP) = IFN * [(fp normal / fp real) – 1] Penalizaciones: Caso 1 Penalización: IFP = 58281.089*[(0.90/0.83) – 1] IFP = 4915.27*12=58983.24 Bonificación: IFP = 58281.089* [(0.92/0.94)-1] IFP = -1240.023*12 = -14880.27 al año 2.6 Conclusiones del capítulo: En el capítulo fueron objeto de análisis los consumos históricos de portadores energéticos, mediante los cuales se pudo constatar que los mayores consumos de la empresa recaen en la Electricidad con un 94.02 %. Dentro del análisis se observó que existe un factor de potencia de 0.83 y se establecieron los Índices de consumo del Hospital. Mediante la supervisión energética realizada se conocieron los problemas existentes con respecto al nivel de conocimiento de los trabajadores sobre gestión y eficiencia energética, el estado del equipamiento y las instalaciones, los cuales afectan la operatividad y fiabilidad del sistema. Las principales dificultades detectadas están referidas fundamentalmente a: ¾ Insuficiente análisis de los índices de eficiencia energética ¾ Desconocimiento de la incidencia de cada portador energético en el consumo total ¾ La instrumentación es insuficiente para el control de la eficiencia energética ¾ No existen mecanismos efectivos para lograr la motivación por el ahorro de energía. ¾ Sistema de información y planificación energética poco efectivos Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 67 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero ¾ Desconocimiento por los trabajadores de la tarifa aplicada a la empresa ¾ Los equipos más consumidores no cuentan con metas de consumo ¾ No existe un sistema de divulgación interno de las experiencias en materia de ahorro de energía. Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 68 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero CAPÍTULO III: Sistema de Gestión Ambiental y particularidades del tratamiento de residuales 3.1 Introducción En el presente capítulo se abordan los temas fundamentales relacionados con el diagnóstico de las prioridades ambientales y las particularidades del sistema de tratamiento de residuales en este centro asistencial. Se parte de un análisis del Sistema de Gestión Ambiental y posteriormente se destacan las fortalezas y debilidades en este sentido. Se realiza un análisis de las principales deficiencias en el SGA y se determinan los aspectos ambientales a resolver, así como el comportamiento al tratamiento de residuales y los resultados de la aplicación de las herramientas de la Gestión Ambiental, basadas en las normas cubanas e internacionales establecidas a tal efecto. 3.2 Generalidades del Sistema de Gestión Ambiental: Existen muchas formas de definir un SGA, pero evidentemente todas ellas se refieren al mismo concepto. Por ello, podemos tomar a modo de primera definición, la recogida en la ISO 14001: Un Sistema de Gestión Ambiental, “ es la parte del sistema general de gestión que incluye la estructura organizativa, la planificación de las actividades, las prácticas, las responsabilidades, los procedimientos, los procesos y los recursos para desarrollar, implantar, llevar a efecto, revisar, y mantener al día la política medioambiental.” No obstante, existen otras formas de definir un SGA, que son más fácil de interpretar para todos como la siguiente: Un Sistema de Gestión Ambiental, “ es un conjunto de procedimientos, técnicas y elementos organizativos y de control, sencillos, que adaptados a las particularidades de una empresa, tienden a conseguir tres objetivos claves: 1. El cumplimiento de la legislación ambiental 2. La mejora del comportamiento ambiental 3. La comunicación externa de estos hechos Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 69 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Objetivos de la implantación de un SGA Este tipo de sistema tiene como principales objetivos los siguientes: 1. Conocer el nivel del cumplimiento de la normativa medioambiental de la organización donde se implanta. 2. Evaluar y reducir los posibles impactos ambientales actuales y futuros de actividades y servicios. 3. Mejorar la relación con las administraciones competentes y la imagen externa de actividades y productos. 4. Aumentar la competitividad mediante la racionalización de aquellos procesos que generen residuos y emisiones. 5. Anticipar los requerimientos de sus propios clientes. 6. Mejora de la imagen para evitar posibles conflictos de la organización con la comunidad donde se integra la organización. Metodología a seguir en la creación de un SGA: Si se quiere ahorrar tiempo y recursos al implantar un Sistema de Gestión Ambiental, es importante seguir un plan de acción sencillo y efectivo. Los pasos a seguir podrían ser los siguientes: 1. Obtención del compromiso de la dirección, que ha de apoyar el SGA y comunicar este compromiso a toda la organización. 2. Escoger un equipo responsable para la creación e implantación del SGA con suficiente formación medioambiental y conocimiento de la estructura y funcionamiento de la organización. 3. Preparar un esquema con las tareas a realizar y un presupuesto que incluya los gastos de personal, de formación, de consultores externos, y de los materiales y equipos necesarios. 4. Formación de un equipo de coordinación de la implantación, con presencia de representantes de todas las áreas de la organización. 5. Involucrar a los trabajadores que son los mejores conocedores de la actividad que se desarrolla en la empresa. 6. Evaluación inicial para conocer el estado actual de la empresa, observar las prácticas ambientales que se llevan a cabo y determinar las posibles áreas donde es posible mejorar. Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 70 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero 7. Modificación de la planificación en función de los resultados de la etapa anterior, y establecer los recursos necesarios para ello. 8. Preparación de los procedimientos de actuación necesarios y de la documentación necesaria. 9. Verificar un plan de acción flexible que permita adaptarse a los cambios que se puedan presentar en el futuro. 10. Formación de los empleados, principalmente se debe informar a éstos de los impactos de las actividades que llevan a cabo y de los nuevos procedimientos para minimizar los mismos. 11. Asegurar las mejoras continuas mediante auditorias y controles periódicos. Política Ambiental Revisión por la Dirección Planificación Comprobación y acción correcta - Aspectos ambientales - Requisitos legales - Objetivos y metas - Programas - Seguimiento y medición - No conformidades y acciones correctoras y preventivas - Registros identificables - Auditorias del SGA Implantación y funcionamiento - Estructuras y responsabilidades - Formación, sensibilización y competencia - Comunicación - Documentación y control - Planes de emergencia Fig. 3.1 Elementos que integran un Sistema de Gestión Ambiental Según directrices propias Reconocimiento interno Según normativa Reconocimiento externo NC-ISO-14001 Requerimientos Adicionales Automáticamente R/135-2006 del CITMA Figura 3.2. Opciones de implantación de un SGA Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 71 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero MOTIVACIONES Y VENTAJAS DE LA IMPLANTACIÓN DE LOS SGA La implementación de un Sistema de Gestión Medioambiental es una práctica voluntaria de una empresa. A pesar de ello, comienza a considerarse necesaria por muchas razones: -Creciente rechazo hacia las empresas que degradan el medio ambiente. -Aumento del interés de los ciudadanos por aquellas organizaciones y productos con algún tipo de distintivo ambiental. -Gran incremento de la normativa ambiental que dificulta que se garantice su cumplimiento. -Demanda de las empresas a sus proveedores de una garantía de un buen nivel de gestión ambiental. -Posibilidad de aprovechar mejor los recursos y reducir el volumen de residuos y emisiones generados. Presión Social Presión Legislativa Implantación del SGA Ventajas Competitivas Presión de Mercado Mayor Rendimiento Figura 3.3. Motivaciones para la implantación de un SGA Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 72 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Aparte de las motivaciones anteriores, el éxito de la implantación de un SGA también radica en la gran cantidad de ventajas directas e indirectas y que en la totalidad de los casos se pueden traducir en beneficios económicos. Los beneficios potenciales de la implantación de un SGMA podrían ser los siguientes: 1. Ahorro de costos a medio y largo plazo - Gracias a la revisión del sistema productivo se consigue disminuir el consumo de materias primas, agua y energía. A la vez que ello comportará una optimización de los costes derivados de la gestión de los residuos y emisiones que se generan. - La disminución del riesgo de accidentes, con el correspondiente ahorro costes - derivados (indemnizaciones, trabajos en de descontaminación, etc.). Supone reducir considerablemente la probabilidad de recibir una sanción por incumplimiento de la normativa ambiental y sus costes asociados. 2. Mejora de la imagen - Acredita frente a terceros, clientes, administración, empleados y público en general su correcta gestión ambiental, de forma que mejora sustancialmente la imagen corporativa de la organización. 3. Cumplimiento de la legislación y mejora de las relaciones con la Administración Ambiental A tal efecto basamos el estudio a partir de lo dispuesto en las Normas Cubanas establecidas a tal efecto (NC 133-202; NC 133-202-1; NC 134-202; NC 135-202; NC 39/99 e ISO 14001), así como la Norma Internacional ISO/FDIS 50001, con el cumplimiento de las mismas garantizamos: - Asegura el cumplimiento de la legislación ambiental. - Permite adoptar una política activa frente a futuras regulaciones. - Evita posibles sanciones e infracciones mediante su prevención. - Facilita la concesión o renovación de permisos o licencias, así como la obtención de ayudas públicas para llevar a cabo actuaciones medioambientales. 4. Aumento de la motivación de los empleados - Un punto importante a considerar en los SGA es la implicación de todo el personal en el cumplimiento de los objetivos fijados, así como en la necesidad de que el personal reciba la formación adecuada para el correcto Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 73 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero desarrollo del sistema. Las principales ventajas de implementar un SGA en una organización se refieren a los siguientes aspectos: • Tiende al cumplimiento de la legislación ambiental vigente • Reduce los gastos innecesarios • Mejora la imagen corporativa • Aumenta la competitividad • Mayor motivación de los empleados 3.2.1 Prioridades Ambientales y personas que deciden en las mismas El estudio minucioso de las áreas donde se genera el mayor volumen de los residuales, tanto sólidos como líquidos y emanaciones gaseosas al ambiente (peligrosos o no) en esta institución, arrojó los siguientes resultados: Tabla 3.1 Prioridades ambientales PRIORIDAD Morgue Laboratorio Patológica AREA OPERTARIO Anatomía Patológica Anatomía Anatomía Patológica Biseladores (2) Auxiliares (3) Técnicos (3) Auxiliares (3) JEFE INMEDIATO J´ Dpto. y J´ Servicios J´ Dpto. y J´ Servicios J´ Dpto. y J´ Servicios J´ Dpto. y J´ Servicios J´ Dpto. y J´ Servicios J´ Dpto. y J´ Servicios J´ Dpto. y J´ Servicios Incinerador Servicios Operador (1) Banco de Sangre Lab. Clínicos Auxiliares (3) Cuidados Intensivos C. Intensivos Auxiliares (3) Salones quirúrgicos (2) Cirugía Auxiliares (2) Salón de Parto Ginecología Auxiliares (4) Enfermería (18) Salas de hospitalizados Auxiliares (21) y Cuerpo de Guardia J´ Dpto. (18) y J´ Servicios Servicios J´ Servicios Evacuación residuales de Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera Obreros (2) 74 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero De la tabla anterior se desprende que se cuenta con 26 prioridades que generan la mayor cantidad de residuales, definidos dentro de 8 áreas, donde se involucran 45 operarios y 25 jefes inmediatos, sobre los cuales debe centrarse la atención, pues en ellos se concentra la responsabilidad del manejo y evacuación de estos residuales. Diagnóstico socio-ambiental al personal que incide en las prioridades ambientales de la institución: ¾ Bajo nivel escolar de los operarios. ¾ Insuficiente preparación en lo referido a Gestión Ambiental y salud del trabajo de los operarios y J´ inmediatos. ¾ No existe motivación ni compromiso con la Gestión Ambiental en los operarios, J´ inmediatos y directivos. ¾ No tienen conciencia del papel que juegan en la Gestión Ambiental de la institución y el entorno ni los operarios, J´ inmediatos ni directivos. ¾ Realizan mecánicamente sus labores atendiendo a la rutina, sin que exista una preparación previa para ocupar los puestos. ¾ No existe atención priorizada ni a operarios, ni jefes inmediatos. ¾ No cuentan con los medios de protección necesarios ni con los insumos para la clasificación de los residuales. 3.2.2 Aspectos Ambientales a resolver En este sentido debemos destacar que la institución cuenta con un Banco de Problemas General en el cual se recogen los aspectos ambientales fundamentales a resolver, dentro de los objetivos planteados para la gestión ambiental, sin embargo no se encuentran desglosados por áreas, por lo que los trabajadores no tienen conciencia de los problemas puntuales de sus puestos de trabajo, debido a lo cual que no son capaces de actuar sobre los mismos. Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 75 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Tabla 3.2. Aspectos ambientales a resolver OBJETIVO ASPECTOS AMBIENTALES A RESOLVER 1. Insuficiente preparación del personal en Gestión Ambiental 2. Falta de motivación y compromiso de trabajadores y directivos con la Gestión Ambiental 4. Incrementar la eficiencia en la Gestión Ambiental de la institución 3. Desconocimiento y desinformación por parte de los trabajadores y directivos de efectos nocivos de su gestión 4. Falta de atención priorizada al personal que decide en la Gestión Ambiental 5. Carencia de medios de protección 6. Incinerador ineficiente 7. Carencia de transporte adecuado para la transportación de los residuales peligrosos 8. Traslado de la alimentación de hospitalizados por los mismos ascensores de personal y otros servicios 1. Insuficiente preparación del personal para la clasificación de los residuales 2. No existe control en la clasificación de los residuales 3. Carencia de monitoreo en la clasificación y tratamiento de los residuales 4. Carencia de los insumos necesarios para la clasificación de 5. Lograr un correcto tratamiento de los residuales los residuales 5. Carencia de medios de protección para la clasificación de los residuales 6. No está determinado adecuadamente el destino final de algunos residuales peligrosos 7. Vertimiento de residuales peligrosos en el vertedero municipal y redes de alcantarillado 8. Carencia de instrumentos y equipos que para la correcta determinación del volumen de residuales generado y vertidos 9. Carencia de transporte adecuado para traslado de los residuales hacia el vertedero municipal Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 76 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero 10. Tratamiento inadecuado a los residuales en el vertedero municipal 11. No existe chequeo y control por parte de Servicios Comunales de lo que se vierte en el vertedero municipal La tabla 2.2 nos muestra que en la entidad en su conjunto existen 18 aspectos ambientales fundamentales a resolver, en lo relacionado con la Gestión Ambiental y tratamiento de residuales, referidos a los objetivos de incrementar la eficiencia en la Gestión Ambiental de la institución y lograr un correcto tratamiento de los residuales en la misma, pues el No. 11 del último objetivo, realmente compete a la Dirección Municipal de Servicios Comunales, además se hace necesario desglosar los problemas por áreas, de forma tal se tenga el control de estos en las áreas afectadas. 3.2.3 Elementos generales de la insuficiente Gestión Ambiental Después de realizar un recorrido exhaustivo por toda la instalación e intercambiar con personal médico, paramédico y de servicio, así como monitorear el traslado y depósito de los residuales en el vertedero municipal (Ver anexos 3), se pudo determinar que las principales irregularidades que limitan adecuada Gestión Ambiental y el correcto tratamiento de los residuales en el Hospital están centradas en los siguientes aspectos. Deficiente gestión administrativa: Dentro de la gestión de la administración se detectaron como principales dificultades el que no se analizan los problemas de Gestión Ambiental y tratamiento de residuales en los Consejos de Dirección ni se le da seguimiento a las deficiencias que por azar se detectan. No se aplica el tratamiento diferenciado individual ni colectivo al personal que decide en la Gestión Ambiental y el tratamiento de residuales, ni existe evidencia de la aplicación de medidas disciplinarias, administrativas o de otra índole ante violaciones de lo establecido en los Programas de Gestión Ambiental y tratamiento de residuales. Deficiente control de los residuales que se generan: El control de los residuales que se generan no está sustentado en una herramienta que facilite el control de los mismos, el control se hace por unidades físicas (No. de Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 77 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero bloques viscerales, placentas y amputaciones) independientemente del volumen o masa que generen. No existe cultura del detalle en el sentido del control, lo que implica que los análisis estadísticos y posibles pronósticos no tengan la profundidad y veracidad necesaria. Existe una inadecuada preparación y concienzación de los recursos humanos y del estudiantado en materia de Gestión Ambiental. No se cuenta con un programa de preparación y actualización continua para el personal de dirección y los operadores de los puestos claves que garantice la optimización y eficiencia en la Gestión Ambiental y tratamiento de residuales para mantener un nivel adecuado en los indicadores estipulados, lo que demuestra que se hace necesario gestionar la preparación de los mismos, pues en el caso de los directivos los conocimientos sobre gestión Ambiental es muy pobre, careciendo de herramientas propias para realizar la supervisión. Las insuficiencias anteriores pudieran superarse mediante la gestión de preparación del personal y directivos mediante convenios con otras entidades como el ISMM y la Oficina Municipal del CITMA. Deficiente instrumentación: El centro no cuenta con ninguna herramienta para medir el volumen o masa de residuales generados y vertidos (básculas y otros similares). Carencia de insumos para el tratamiento de residuales: En este sentido se carece de las bolsas plásticas adecuadas para la recolección, clasificación, traslado y tratamiento de los residuales, así como cestos adecuados para su envase, pues no son suministrados por los organismos superiores, ni se asigna presupuesto para su adquisición, esto último queda en el epígrafe del presupuesto del terreno de nadie, es decir insumos, sin desglosar para esta actividad. Carencia de medios de transporte para los residuales: La institución carece de los medios de transporte de residuales, tanto internos como externos, pues los carros especializados para el movimiento interno de los mismos no existen y mucho menos para el transporte externo hacia los destinos finales. Carencia de medios de protección individual: El personal encargado de la limpieza, recolección, clasificación y tratamiento de los residuales carece de los medios mínimos necesarios, como guantes, calzado, Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 78 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero vestuario y filtros respiratorios. Las auxiliares trabajan con guantes quirúrgicos de goma desechados de esta actividad y los obreros que atienden el saneamiento de la institución lo hacen con guantes agrícolas, el calzado que usan son chancletas las auxiliares y los obreros el que tengan, el vestuario con el que se les antoje, pues no lo tienen asignados, no cuentan con tapaboca u otro filtro respiratorio. Carencia de medios de transporte Deficiente Gestión Administrativa Deficiente instrumentación Insuficiente Gestión Ambiental Carencia de medios de protección Carencia de insumos Deficiente control de residuales Figura 3.1 Gráfico causa y efecto de la insuficiente Gestión Ambiental 3.2.4 SGA y tratamiento de residuales Enfoque de gestión respeto al medio ambiente La institución debe basar su gestión en los siguientes pilares: Sistema de Gestión Ambiental que permita conocer y gestionar la repercusión que la actividad sanitaria desarrollada produce en el medio ambiente así como la realización de cambios en las instalaciones y operativas existentes, minimizando el impacto en el medio, al tiempo que se asegura el cumplimiento de la reglamentación ambiental e industrial aplicable. El seguimiento al cumplimiento de objetivos y metas mediante los indicadores de desempeño ambiental, y de los resultados de la evaluación del cumplimiento de la legislación y requisitos aplicables, para marcar las pautas de comportamiento en el proceso de mejora. Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 79 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero En el hospital debe realizarse la identificación, evaluación y determinación de cuáles de sus aspectos ambientales derivados de las actividades, productos y servicios prestados (tanto en situaciones de funcionamiento normal como en situaciones anormales o de emergencia) puedan resultar en impactos (repercusión) significativos en el medio ambiente de forma que la organización pueda dirigir hacia ellos todos sus esfuerzos de mejora. Dichas actuaciones se pueden realizar mediante la determinación de: Gravedad (Gr): Grado de peligrosidad / incidencia Magnitud (Mg): Cuantificación del aspecto Frecuencia (Fr): Probabilidad de Ocurrencia Cada una de ellos puede alcanzar un valor que oscila de 1 a 5 utilizando para el cálculo de la Significancia la expresión (3Gr + 2Mg) x Fr. Los aspectos cuya importancia sea superior a 45 (derivado de sustituir en la anterior fórmula el valor medio (3) de cada una de las características evaluadas), serán considerados significativos. Siempre que sea necesario y al menos anualmente se debe revisar la valoración de los aspectos ambientales, a la luz de los resultados del seguimiento de los indicadores del desempeño ambiental. Al objeto de facilitar la asimilación de lo anterior, se analiza la interacción de las actividades del hospital con el medio ambiente mediante una doble vertiente: Aspectos Ambientales de la Actividad Asistencial; Aspectos derivados de las Actividades No Asistenciales o de Soporte. Entre los elementos más preocupantes a tener en cuenta tenemos: 1º. Evaluar, al menos cualitativamente el grado de contaminación atmosférica utilizando técnicas específicas como la de “Escala y Peso” empleada en el campo de Evaluación de Impacto Ambiental (EIA), cuyos métodos tienen como objetivo propiciar el análisis material de los proyectos de desarrollo para lograr que la toma de decisiones sea lo más lógica y racional posible y puede ser aplicable a diagnósticos ambientales específicos. Para ello se pueden realizar varias acciones que arrojen la información necesaria, como son: Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 80 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero 1. Mediciones de contaminantes del aire disponible como CO, CO2, SO2, NO2, Pb, polvo sedimentable y en suspensión, hollín e hidrocarburos, entre otros. 2. Cálculos de dispersión del SO2 expulsados por chimeneas 3. Cálculos del radio de protección sanitaria 4. Control del flujo de los vientos 5. Localización de otras fuentes fijas de contaminación atmosférica En esta institución se hace necesario estas mediciones, pues además de las chimeneas de los grupos electrógenos, cuenta con un incinerador que además de ser ineficiente en su combustión y contar con una sola cámara que en estos momentos está afectando a los asentamientos poblacionales que les quedan al suroeste. En estudios realizados a escala mundial se ha comprobado que los gases emanados por los incineradores de centros hospitalarios tienen entre otras las siguientes características: La emisión de bacterias o virases. La emisión de moléculas orgánicas de bajo peso molecular (como el tricloroetileno y el tetracloroetileno). La emisión de moléculas orgánicas de alto peso molecular (también llamados "productos de combustión incompleta", como los benzopirenos, los policloruros de bifenilo, los hidrocarburos aromáticos polinucleares y otros orgánicos policíclicos, muchos de estos cancerígenos) La emisión de partículas tóxicas suficientemente pequeñas para ser aspiradas a lo profundo de los pulmones. Las pequeñas partículas respirables están cargadas de metales pesados Los incineradores son un excelente generador de dioxinas y furanos (de la familia de las dibenzodioxinas y dibenzofuranos, comúnmente aglutinadas bajo la denominación de "dioxinas" y que son de las sustancias más cancerígenas que existen). Atendiendo a lo antes expuesto para el caso del incinerador proponemos: Modelación de las emisiones El incinerador perteneciente al Hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero, por su ubicación actual no cumple con lo establecido en cuanto a los requisitos higiénicos sanitarios establecidos para este tipo de instalación. Ya que sus emisiones afectan de Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 81 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero forma directa a los pobladores del Reparto Caribe, los cuales se quejan fundamentalmente del mal olor de estas, pues los humos por la dirección predominante de los vientos en el territorio se dirigen directamente hacia las viviendas ubicadas a partir de la calle Carlos J. Finlay hasta el edificio 49, así como en las instalaciones de los Combinados Lácteo y Cárnico, Acopio, CUBIZA y almacenes de la Unión de Empresas del Níquel, por su cercanía a dicha fuente contaminante. En ocasiones al variar la dirección del viento afecta las demás áreas del mencionado reparto. La construcción de este incinerador se llevó a cabo por el centro de proyectos del níquel (CEPRONI) en conjunto con la empresa de la construcción ECI # 3, el cual cuenta con un área de aproximadamente 40 m2 y su principio de funcionamiento está basado en una sola cámara para la quema de residuales hospitalarios (En la actualidad para estos menesteres se utilizan incineradores de doble cámara). En dicho incinerador desde su construcción hasta la fecha se han quemado los residuales provenientes de diferentes áreas de la instalación hospitalaria. Por lo que existe una gran variedad en los desperdicios que en él se incineran, generalmente de origen orgánico. Los principales materiales que en él se queman fueron obtenidos por entrevista con los responsables de las áreas que tributan los residuales y el operador de dicha instalación y están caracterizados fundamentalmente por: desechos provenientes de la morgue, salones quirúrgicos, salón de parto, banco de sangre y laboratorios. El estado técnico del equipamiento del incinerador es de forma general bueno, pero vale destacar que no cuenta con un control de la temperatura para la quema de los residuales, el mismo trabaja a una temperatura constante de alrededor de los 850 0C, lo que trae consigo que no se tenga un control riguroso de la temperatura a la cual se queman los diferentes materiales que se incineran en esta instalación, lo que pudiera traer consigo que se emitan a la atmósfera diferentes contaminantes como consecuencia de una quema incompleta. Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 82 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Para tratar de mitigar el efecto del incinerador se propone, como una posible solución, el cambio en la localización del mismo tratando por esta vía que las emisiones no afecten de forma tan directa a la población del reparto Caribe y las instituciones antes mencionadas, así como valorar la posibilidad de mejorar sus características técnicas. Con el objetivo de validar la propuesta para una nueva localización del incinerador en el presente trabajo se propone realizar un estudio del cálculo de la zona de protección sanitaria para la nueva micro localización, partiendo del radio mínimo admisible de protección sanitaria para esta clase de instalación y los parámetros meteorológicos de la zona de estudio los cuales se pueden obtener por mediciones realizadas en la estaciones meteorológicas ubicadas en el territorio (EPM y Aeropuerto Orestes Acosta). También realizar el cálculo de la altura mínima admisible de la chimenea para la expulsión de los diferentes contaminantes que son emitidos al aire, según la norma vigente para tales efectos. Cálculo de la zona de protección sanitaria Para darle respuesta a la factibilidad de la nueva micro localización del incinerador, se propone emplear una metodología de acuerdo con lo establecido en la norma cubana NC 93-02-202 ¨Requisitos Higiénicos Sanitarios: Concentraciones máximas admisibles, alturas mínimas de expulsión y zonas de protección sanitarias.¨ (Modificada por la NC 39/1999) Para el cálculo de la zona de protección sanitaria del incinerador o fuente contaminante del aire se determina en su micro localización por la fórmula siguiente: l = 0.5l0 ( p Ur + ) p0 Us Donde: Ur: Velocidad media anual del viento en el rumbo dado Us: Velocidad media anual del viento en la región L: Radio de protección sanitaria por rumbo Lo: Radio mínimo admisible de protección sanitaria dependiente de la clase de industria P: Frecuencia promedio anual del viento en el rumbo dado Po: Frecuencia promedio de referencia del los vientos imaginaria circular (Ver valores en anexo 2.3 y esquema en anexo 2.4) Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 83 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Cada radio de protección sanitaria calculado se traza desde el centro de la fuente emisora en el sentido del viento. El contorno obtenido definirá la zona de protección sanitaria de dicha fuente, siendo en este caso el mayor radio obtenido de 754 m. Dentro de los límites de la zona de protección sanitaria se prohíbe la construcción de viviendas, centros y áreas de recreación y descanso de la población, centros de estudio, hospitalarios e instalaciones de carácter social o de similares características. 2º. El tratamiento de los residuales, fundamentalmente sólidos, aunque no debemos descuidar el caso específico de la sangre, la cual en su mayoría en estos momentos se está drenando por la mesa de preparación de cadáveres de la morgue diluida con cloro, pues el incinerador no cumple con los requisitos para la quema de los materiales plásticos (combustión incompleta), dejando una gran cantidad de residuos sólidos y emanando gran cantidad de partículas de carbón y CO. En el caso de los residuales sólidos no son clasificados y separados para darles el destino final adecuado y se vierten en el vertedero municipal (ver fotos de anexo 3). 3.3 Plan de medidas para dar solución a los aspectos ambientales a resolver: Para garantizar una adecuada Gestión Ambiental y el correcto tratamiento de los residuales, se propone el siguiente plan de medidas: Gestión Ambiental: ¾ Gestionar y garantizar la preparación de directivos y trabajadores en los aspectos básicos de la Gestión Ambiental, para lo cual se cuenta con personal altamente capacitado en el territorio, fundamentalmente en el ISMM. ¾ Incrementar la motivación y compromiso de directivos y trabajadores con la Gestión Ambiental con acciones concretas de concientización y pertenencia. ¾ Realizar acciones de divulgación de los efectos nocivos que puede generar la actividad asistencial hospitalaria y sus consecuencias. ¾ Crear un sistema de atención priorizada y personificada con los obreros y directivos que deciden en la Gestión Ambiental y tratamiento de residuales que incluya la alimentación, vestuario y los medios de protección mínimos adecuados. ¾ Independizar el traslado a través de los ascensores de los alimentos a las salas de hospitalizados de el traslado de personal y otros servicios. Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 84 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero ¾ Realizar inversión en la adquisición de un nuevo incinerador de doble cámara y fijar su ubicación fuera de los perímetros del hospital de forma tal que no afecte comunidad alguna o realizar reformas sustanciales en el existente que mitigue la situación actual, así como en los medios de transporte e instrumentos de medida para cuantificar los residuales producidos y vertidos que si urge su adquisición. ¾ Implementar el sistema de control y monitoreo de la recolección, clasificación, transporte y tratamiento final de los residuales producidos. ¾ Gestionar se garanticen los medios de protección e insumos necesarios para la recolección, clasificación transporte y tratamiento final de los residuales producidos. ¾ Crear las condiciones necesarias para el tratamiento final de los residuales peligrosos y eliminar de inmediato su depósito en el vertedero municipal. ¾ Crear una comisión conjunta de la institución, la Dirección Municipal de Salud, Higiene y Epidemiología y la Dirección Municipal de Servicios comunales para el monitoreo y control del vertimiento y tratamiento de los residuales en el vertedero municipal. 3.4 Conclusiones del capítulo En el presente capítulo fueron objeto de análisis las principales deficiencias desde el punto de vista de la Gestión Ambiental y el tratamiento de residuales, mediante lo cual se pudo constatar que las mayores dificultades están centradas en aspectos organizativos y de gestión administrativa. Mediante la observación y contactos con los trabajadores y directivos realizados se conocieron los problemas existentes con respecto al nivel de conocimiento de los trabajadores sobre gestión energética y tratamiento de residuales, el estado del equipamiento y las instalaciones, los cuales afectan la operatividad y fiabilidad del sistema. Las principales dificultades detectadas están referidas en lo fundamental a: ¾ Insuficiente dominio por trabajadores y directivos del SGE y tratamiento de residuales. ¾ Falta de motivación y compromiso de estos con la GE en la institución. ¾ Carencia de divulgación del SGE y la implicación ambiental de la institución ¾ No existe atención priorizada a los trabajadores y directivos que deciden en la GA y tratamiento de residuales. ¾ Carencia de ascensores para servicios especializados. ¾ Tecnología inadecuada para la incineración y el transporte de residuales. Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 85 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero ¾ No existe control y monitoreo en la recolección, clasificación, transporte y tratamiento final de los residuales producidos. ¾ Carencia de insumos y medios de protección. ¾ .Desconocimiento y condiciones para el tratamiento final de residuales peligrosos. ¾ Vertimiento de residuales peligrosos en lugares inadecuados. Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 86 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Conclusiones Generales: Luego del análisis de las condiciones actuales, los resultados expuestos, las medidas adoptadas y la realización del diagnóstico Energético y Ambiental en el Hospital Guillermo Luis Fernández-Hernández Baquero, se llegó a las siguientes conclusiones: 1. El diagnóstico energético y ambiental realizado, constituye una base para su realización en instalaciones hospitalarias con características similares, con el fin de valorar el consumo de los portadores energéticos y su proyección ambiental. 2. Queda demostrado que aún existe un gran número de insuficiencias por resolver, tanto en el control del consumo de los portadores energéticos, como en la proyección ambiental de la institución. 3. Se evidencia que existe una reserva importante para el ahorro de estos portadores y la necesidad apremiante de aplicar un sistema de gestión ambiental que mejore la imagen de la institución, las que se resuelven en su mayoría, aplicando el sistema de medidas propuesto en la presente investigación, siendo aplicables a otras instalaciones con características similares. Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 87 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Recomendaciones: 1. Dar seguimiento por la institución de forma sistemática al diagnóstico preliminar realizado, a través de un diagnóstico en profundidad, evaluando como una prioridad de la administración, la solución a las insuficiencias detectadas en el consumo de portadores energéticos y la proyección ambiental de la institución y socializar la experiencia en el sector, como vía de aplicación en otras instalaciones con características similares. 2. Aprovechar las reservas de ahorro detectadas para mejorar los índices económicos en la gestión energética, comenzando de forma inmediata la aplicación del sistema de mejoras derivado de la presente investigación, así como utilizar las herramientas del Sistema de Gestión Ambiental propuestas para mejorar la proyección ambiental de la institución. 3. Dejar abierto el horizonte a futuras investigaciones que puedan profundizar en la aplicación consciente de los Sistemas Integrados de Gestión Energética y Gestión ambiental. Autor: Lic. Ramón Alberto Martija Herrera 88 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero BIBLIOGRAFÍA 1. ACOSTA MARRERO, GUSTAVO. Sicrometría práctica del aire exterior. Editorial científico – técnica, 1999. 2. ALEMÁN LÓPEZ, J. F.; H. ECHEMENDÍA MOURE. Gestión empresarial con vistas a disminuir la demanda máxima de la Red en la empresa de Alcoholes Finos de Caña SA. (ALFICSA). Cienfuegos: Fórum de Ciencia y Técnica, 2006. 3. ÁLVAREZ., Y. B.Tesis: Compensación de la energía reactiva en el Hospital Guillermo Luis Fernández – Hernández Baquero. Moa. 2009. 4. ARZOLA R. J. ″Sistemas de Ingeniería″. La Habana: Editorial “Felix Varela”, 2000. 5. AYDOGAN O., YUN L., y SINGH C. ″Post-Outage Reactive Power Flow Calculations by Genetic Algorithms: Constrained Optimization Approach″. IEEE Transactions on Power Systems, vol. 20, no. 3, august 2005. 6. BABÓN, GONZÁLEZ. J. 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Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero ANEXO A TABLA 1 Consumo eléctrico hospital Guillermo Luís junio/2010-mayo/2011 Mes Junio/2010 Plan (MW) Real (MW) 72,00 71,88 Julio/2010 75,00 68,68 Agosto/2010 Septiembre/2010 Octubre/2010 73,00 72,00 72,00 73,04 74,10 74,45 Noviembre/2010 72,00 61,52 Diciembre/2010 63,00 53,32 Enero/2011 Febrero/2011 Marzo/2011 Abril/2011 Mayo/2011 Promedio 55,46 55,02 56,07 62,19 65,10 66,07 60,14 38,83 42,42 46,74 68,47 61,13 Observaciones Equipos de esterilización fuera de servicio Equipos de esterilización fuera de servicio Equipos de esterilización fuera de servicio Problemas con el contador Problemas con el contador Problemas con el contador TABLA 2 Incremento de la demanda con las nuevas instalaciones de pediatría Sistemas Alumbrado Tomacorrientes Tomacorrientes Climatización Equipamiento Totales Potencia instalada (Kw) 12,50 35,25 2,25 5,36 0,00 55,36 Voltaje (V) No. De fases 127 127 220 220 127 y 220 1 1 2 2 2 Incremento potencia demandada (Kw) 8,75 7,75 0,50 5,36 16,08 38,44 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Anexo B Esquema metodológico para la implementación del Sistema de GTEE �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Anexo C Representación gráfica de la implementación del Sistema de GTEE �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Anexo 1.1 Tabla 1.1 Índice de consumo. MESES Enero Feb. Marzo Abril Mayo Junio Julio Agos Sept. Oct. Nov. Dic. Total E. C. Serv. (MWh) Prest. 6913 6627 6415 6647 6160 5811 5782 5484 5859 6518 6187 5369 5495. de Cons MWh/SP 55,171 53,405 59,514 61,718 67,671 71,878 68,683 73,039 74,101 65,389 67,58 78,952 0,0080 0,0081 0,0093 0,0093 0,0110 0,0124 0,0119 0,0133 0,0126 0,0100 0,0109 0,0147 PROMEDIO 73772 797,101 0,0110 Tabla 1.2 Energía Consumida contra Servicios Prestados 2010 SERVICIOS PRESTADOS MESES Enero Feb. Marzo Abril Mayo Junio Julio Agos Sept. Oct. Nov. Dic. P. Cons. C. Total Cama Ext. Guard. 907 762 817 732 745 692 709 752 796 808 791 689 768 789 838 1195 866 645 814 747 808 923 843 646 5238 5076 4760 4720 4549 4474 4259 3985 4255 4787 4553 4034 6913 6627 6415 6647 6160 5811 5782 5484 5859 6518 6187 5369 ENERGIA Dif. Serv. / CONSUMIDA (MWh) P. Cama 6006 55,171 5865 53,405 5598 59,514 5915 61,718 5415 67,671 5119 71,878 5073 68,683 4732 73,039 5063 74,101 5710 65,389 5396 67,58 4680 78,952 PROMEDIO 766,7 823,5 4557,5 6147,7 5381,0 66,425 5496. de Cons MWh 0,0080 0,0081 0,0093 0,0093 0,0110 0,0124 0,0119 0,0133 0,0126 0,0100 0,0109 0,0147 0,0110 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Tabla 1.2 Levantamiento de la carga instalada. Familia de equipos Consumo (kW) Climatización y Refrigeración 1058,8 Caldera y Cocina 36,80 Somatón 60,00 Iluminación general 39,76 Electromedicina 26,00 Lavandería 26,00 Ascensores 24,00 Turbina y Esterilización 36,00 Tabla 1.3. Consumo de energía activa y reactiva en todo el año. Pot. Act (kWh) Meses Pot. React ( va.) Día Día Enero 30585 192.94 Febrero 30979 194.74 Marzo 35238 196.84 Abril 35721 187.65 Mayo 39409 200.90 Junio 40406 214.67 Julio 37675 189.96 Agosto 40660 197.71 Septiembre 40362 192.43 Octubre 40251 205.06 Noviembre 34269 187.28 Diciembre 177.03 28973 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Tabla 1.4. Importe por penalización del Factor de Potencia Meses Importe por Penalización de Factor de Potencia. Enero 549,22 Febrero 442,58 Marzo 396,11 Abril 277,42 Mayo 98,13 Junio 210,20 Julio 100,94 Agosto 107,02 Septiembre 589,81 Octubre 905,40 Noviembre 1223,82 Diciembre 1.427,90 Total 6328,55 Tabla 1.5. Análisis de la tarifa eléctrica por año Año Consumo 2008 99954,15 2009 130972,8 2010 109829,98 2011 48587,88 Tabla 1.6 Estructura de gasto de la facturación eléctrica. Año Demanda Contratada Día Pérdida Penalizaciones 2008 450 643689 23098 4221,1 2009 300 491732 24068 3541,24 2010 300 449273 23724 6328,55 2011 250 107851 7709 9531,12 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Tabla 1.7. Historial del factor de Potencia Año 2008 2009 2010 2011 Enero 0,84 0,84 0,84 0,75 Febrero 0,84 0,82 0,85 0,69 Marzo 0,86 0,82 0,86 0,67 Abril 0,86 0,50 0,87 0,78 Mayo 0,87 0,86 0,89 Junio 0,87 0,86 0,88 Julio 0,88 0,88 0,89 Agosto 0,88 0,88 0,89 Septiembre 0,92 0,88 0,85 Octubre 0,83 0,88 0,82 Noviembre 0,86 0,86 0,79 Diciembre 0,84 0,85 0,75 Tabla 1.8. Comportamiento de las potencias del sistema. Comportamiento del consumo de energía en el 2010 Meses P(kWh) Q(kVArh) S( va.) Enero 54441 35165,41 38896,15 Febrero 52570 32579,96 70927,62 Marzo 60996 36192,9 67081,6 Abril 58361 33074,7 76583,14 Mayo 68159 34918,89 44831,42 Junio 71599 38645,05 78578,65 Julio 69935 35828,76 81538,2 Agosto 72569 37178,2 90669,76 Septiembre 77101 47782,91 83400,3 Octubre 68355 49479,27 80702,5 Noviembre 63755 44002,37 66588,29 Diciembre 49977 177.03 47871,6 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Tabla 1.9. Importe por penalización del Factor de Potencia Año 2008 2009 2010 2011 Enero 523,83 733,54 549,22 2402,55 Febrero 549,47 911,50 442,58 2.643,78 Marzo 392,37 912,15 396,11 3.020,35 Abril 380,16 8.218,12 277,42 1.464,44 Mayo 315,59 493,18 98,13 Junio 285,68 413,24 210,20 Julio 214,10 226,83 100,94 Agosto 209,79 233,56 107,02 248,10 589,81 947,40 222,72 905,40 Noviembre 402,71 434,33 1.223,82 493,97 1.427,90 Septiembre Octubre Diciembre - - �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Anexo 1.2: Tabla 1.2.1 Tabla de buscar el Factor K para el Cálculo de los Bancos de Condensadores. FACTOR DE POTENCIA Factor de potencia que se desea (cosϕ2) ORIGINAL (cosϕ1) 1.00 0.99 0.98 0.97 0.96 0.95 0.94 0.93 0.92 0.91 0.90 0.65 1.169 1.027 0.966 0.919 0.877 0.840 0.806 0.774 0.743 0.714 0.685 0.66 1.138 0.996 0.935 0.888 0.847 0.810 0.775 0.743 0.712 0.683 0.654 0.67 1.108 0.966 0.905 0.857 0.816 0.779 0.745 0.713 0.682 0.652 0.624 0.68 1.078 0.936 0.875 0.828 0.787 0.750 0.715 0.683 0.652 0.623 0.594 0.69 1.049 0.907 0.846 0.798 0.757 0.720 0.686 0.654 0.623 0.593 0.565 0.70 1.020 0.878 0.817 0.770 0.729 0.692 0.657 0.625 0.594 0.565 0.536 0.71 0.992 0.849 0.789 0.741 0.700 0.663 0.629 0.597 0.566 0.536 0.508 0.72 0.964 0.821 0.761 0.713 0.672 0.635 0.601 0.569 0.538 0.508 0.480 0.73 0.936 0.794 0.733 0.686 0.645 0.608 0.573 0.541 0.510 0.481 0.452 0.74 0.909 0.766 0.706 0.658 0.617 0.580 0.546 0.514 0.483 0.453 0.425 0.75 0.882 0.739 0.679 0.631 0.590 0.553 0.519 0.487 0.456 0.426 0.398 0.76 0.855 0.713 0.652 0.605 0.563 0.526 0.492 0.460 0.429 0.400 0.371 0.77 0.829 0.686 0.626 0.578 0.537 0.500 0.466 0.433 0.403 0.373 0.344 0.78 0.802 0.660 0.599 0.552 0.511 0.474 0.439 0.407 0.376 0.347 0.318 0.79 0.776 0.634 0.573 0.525 0.484 0.447 0.413 0.381 0.350 0.320 0.292 0.80 0.750 0.608 0.547 0.499 0.458 0.421 0.387 0.355 0.324 0.294 0.266 0.81 0.724 0.581 0.521 0.473 0.432 0.395 0.361 0.329 0.298 0.268 0.240 0.82 0.698 0.556 0.495 0.447 0.406 0.369 0.335 0.303 0.272 0.242 0.214 0.83 0.672 0.530 0.469 0.421 0.380 0.343 0.309 0.277 0.246 0.216 0.188 0.84 0.646 0.503 0.443 0.395 0.354 0.317 0.283 0.251 0.220 0.190 0.162 0.85 0.620 0.477 0.417 0.369 0.328 0.291 0.257 0.225 0.194 0.164 0.135 0.86 0.593 0.451 0.390 0.343 0.302 0.265 0.230 0.198 0.167 0.138 0.109 0.87 0.567 0.424 0.364 0.316 0.275 0.238 0.204 0.172 0.141 0.111 0.082 0.88 0.540 0.397 0.337 0.289 0.248 0.211 0.177 0.145 0.114 0.084 0.055 0.89 0.512 0.370 0.309 0.262 0.221 0.184 0.149 0.117 0.086 0.057 0.028 0.90 0.484 0.342 0.281 0.234 0.193 0.156 0.121 0.089 0.058 0.029 - 0.91 0.456 0.313 0.253 0.205 0.164 0.127 0.093 0.060 0.030 - - 0.92 0.426 0.284 0.223 0.175 0.134 0.097 0.063 0.031 - - - 0.93 0.395 0.253 0.192 0.145 0.104 0.067 0.032 - - - - 0.94 0.363 0.220 0.160 0.112 0.071 0.034 - - - - - 0.95 0.329 0.186 0.126 0.078 0.037 - - - - - - 0.96 0.292 0.149 0.089 0.041 - - - - - - - 0.97 0.251 0.108 0.048 - - - - - - - - 0.98 0.203 0.061 - - - - - - - - - �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Tabla1. 2.2. Composición de portadores (tcc). Portadores tcc % % Acumulado Energía Eléctrica 175 94.02 94.02 Fuel oíl 10.6 5.69 99.71 LPG 0.41 0.22 99.93 Diesel 0.13 0.07 100 Total 186.14 100 393.66 Tabla1. 2.3. Costos por Portadores. Portadores Costo (MP) Electricidad 130972.8 Fuel oíl 13874.37 Gas licuado 27718.97 Diesel 5495.38 Tabla1. 2.4 Registro Histórico de Servicios contra Energía Eléctrica Año 2006 2007 2008 2009 2010 Promedio Consumo (kWH) 813103 816023 905098 830503 827792 838503,8 Servicios Prestados 72021 71823 71817 73133 73772 72513,2 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Anexo 1.3: Ubicación de los transformadores en el Hospital. No S, KVA Up, V Us, V Is, A Conexión Piso Ubicación T 1 1000 13800 460 1250 ∆/Υ 1 2 37 440 220/127 97 ∆/Υ 1 3 15 440 220/127 39 ∆/Υ 1 4 75 440 220/127 160 ∆/Υ 1 5 16 440 220/127 42 ∆/Υ 1 Cuarto subestación Entrada a las plantas eléctricas Al lado del baño de mantenimiento Al lado del taller de los eléctricos “C”. Al lado del taller de los eléctricos “C”. 6 50 440 220/127 131 ∆/Υ 1 7 45 440 220/127 118 ∆/Υ 1 8 37 440 220/127 42 ∆/Υ 3 Banco de la Ortopedia. No 1 sala de 9 16 440 220/127 42 ∆/Υ 3 Banco de la Ortopedia. No 2 sala de 10 16 440 220/127 42 ∆/Υ 3 Banco de prematuros. sala de 11 16 440 220/127 42 ∆/Υ 3 Banco de nefrología 12 10 440 220/127 26 ∆/Υ 3 Banco al lado del salón de operaciones. 13 150 440 220/127 131 ∆/Υ 3 14 27 440 220/127 71 ∆/Υ 3 Banco al lado del salón de operaciones. 15 50 440 220/127 396 ∆/Υ 3 Salón de operaciones 16 16 440 220/127 42 ∆/Υ 4 Sala de obstetricia. 17 50 440 220/127 131 ∆/Υ 4 Sala de puerperio. la �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Anexo 1. 4: Monolineal Hospital �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Anexo 2. 1: Problemas fundamentales en la Gestión Ambiental del Hospital: 1. Los alimentos a las salas de hospitalizados se realizan por los mismos ascensores por donde circula el personal, pues los ascensores de servicios están fuera de funcionamiento. 2. No existe un sistema de control efectivo de los residuales patológicos y no patológicos, pues no se carece de básculas, flujómetros u otros instrumentos para su control. En este sentido los residuales generados en los salones quirúrgicos como papel, gasa, algodón y otros son entregados a comunales para su posterior procesamiento, sin existir un sistema de control adecuado de lo que se genera y entrega, solo en el área de anatomía patológica se cuenta con un control de los elementos físicos que se entregan para incinerar, los que se contabilizan de la siguiente manera: o De 10 a 15 unidades (bloques visearles) mensuales. o De 90 a 100 placentas en dependencia del número de partos. o Alrededor de 10 000 ml de sangre (por aproximación) o Elementos de amputaciones (de acuerdo a las practicadas) o Alrededor de 24 kg de residuos de biopsias mensuales. Al alcohol utilizado en estas prácticas se les da otros usos y no se le da el tratamiento debido. 3. No todos los residuales generados en la instalación que deben ser incinerados se incineran, pues el incinerador instalado no responde a las condiciones de quemado de los mismos. 4. No existe la recirculación del aire en los salones quirúrgicos, pues no existe el sistema de clima central. 5. Se ha creado una situación de insatisfacción en la población aledaña a la institución por la contaminación atmosférica producida por el incinerador. �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Anexo 2. 2: Características técnicas del incinerador: Características: Marca: WEISKAUPT Tipo: LIZ-B Nacionalidad: Alemania Año de fabricación: 2008 Potencia eléctrica: 1,64 Kw Cámaras de combustión: 1 Potencia llama del quemador: 415 Kw Control de temperatura: 0 a 800 oC Capacidad de quemado: 10 bloques visearles (*) (*) Es necesario señalar que con 10 bloques visearles o al introducirse los residuales de los salones como papel, gasa, algodón u otros la incineración se hace incompleta. Chimenea: Altura (h): 25 m Diámetro: 1 m en la base y 0,75 m en el cuerpo Ventilador de la chimenea: Potencia: 4,3 Kw Voltaje: 220 V Intensidad: 8,3 A RPM): 1736 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Anexo 2.3: Datos para el cálculo del radio de la zona de protección sanitaria (Aportados por el Departamento de Gestión Ambiental Industrial) Zona de protección sanitaria Radio mínimo admisible Lo para Instalación de clase (3 )   Factores eólicos calculados por  rumbos: Rumbo Fact. eólico N 0,73 L 300 NNE 0,62 300 NE 1,04 312 ENE 1,72 516 E 2,58 774 ESE 1,34 SE 0,94 402 300 SSE 0,48 300 S 0,47 300 SSW 300 SW < 1,0 < 1,0 WSW < 1,0 300 W < 1,0 300 WNW < 1,0 300 NW < 1,0 300 NNW < 1,0 300 300 Zona de protección sanitaria  1 N 16 NNE 15 NE 14 ENE 13 E 12 ESE 11 SE 10 SSE 9 S 8 SSW 7 SW 6 WSW 5 W 4 WNW 3 NW 2 NNW 300  300  300  300  300  300  300  300  300  300  402  774  516  312  300  300  �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Anexo 2.4 Color Colo Colo Colo Color Colo 0 150 metros 300 �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Anexo 3: Testimonio Gráfico: Medio de transporte para el traslado de los residuales sólidos Estado del vertedero antes de la descarga del Hospital (28/09/2011) �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Procedimiento para la descarga de los residuales en el vertedero Muestra de residuales vertidos �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Muestra de residuales vertidos Muestra de residuales vertidos �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Muestra de residuales vertidos Muestra de residuales vertidos �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Muestra de residuales vertidos Muestra de residuales vertidos �Diagnóstico energético - ambiental en Hospitales. Estudio de caso hospital Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero Muestra de residuales vertidos Estado del vertedero posterior a la descarga del Hospital (28/09/2011) � Dublin Core The Dublin Core metadata element set is common to all Omeka records, including items, files, and collections. For more information see, http://dublincore.org/documents/dces/. Title A name given to the resource Tesis Text A resource consisting primarily of words for reading. Examples include books, letters, dissertations, poems, newspapers, articles, archives of mailing lists. Note that facsimiles or images of texts are still of the genre Text. Dublin Core The Dublin Core metadata element set is common to all Omeka records, including items, files, and collections. For more information see, http://dublincore.org/documents/dces/. Title A name given to the resource Diagnóstico energético-ambiental en hospitales. Estudio de caso hospital "Guillermo Luis Fernández Hernández-Baquero" Creator An entity primarily responsible for making the resource Ramón Alberto Martija Herrera Publisher An entity responsible for making the resource available Editorial Digital Universitaria de Moa Type The nature or genre of the resource Tesis maestría Date A point or period of time associated with an event in the lifecycle of the resource 2013 https://repoedum.ismm.edu.cu/files/original/9a563939af03a8c886cdfb2ac7fa920e.pdf bf30e2b7fcb6888fc97ac6dcfa9c78a8 PDF Text Text Tesis doctoral INDICACIONES METODOLÓGICAS PARA LA ELECCIÓN DEL MÉTODO DE ARRANQUE DE LAS ROCAS DURANTE EL LABOREO DE EXCAVACIONES SUBTERRÁNEAS HORIZONTALES DE PEQUEñA Y MEDIANA SECCIÓN EN CUBA ORIENTAL Rafael Rolando Noa Monjes �INSTITUTO SUPERIOR MINERO METALÚRGICO “DR. ANTONIO NÚÑEZ JIMÉNEZ” FACULTAD DE GEOLOGÍA Y MINERÍA DEPARTAMENTO DE MINERÍA INDICACIONES METODOLÓGICAS PARA LA ELECCIÓN DEL MÉTODO DE ARRANQUE DE LAS ROCAS DURANTE EL LABOREO DE EXCAVACIONES SUBTERRÁNEAS HORIZONTALES DE PEQUEÑA Y MEDIANA SECCIÓN EN CUBA ORIENTAL Tesis presentada en opción al grado científico de Doctor en Ciencias Técnicas RESUMEN Autor: MSc. Ing. RAFAEL ROLANDO NOA MONJES Tutor: Dr C. Prof. Tit. Ing. Roberto Cipriano Blanco Torrens Año de los Gloriosos Aniversarios de Martí y el Moncada Moa – 2003 1 �INTRODUCCIÓN Resulta impresionante la gran perseverancia y el desprecio por el riesgo que mostró el hombre desde los orígenes de la historia, en sus intentos de realizar excavaciones; valiéndose inicialmente solo de sus propias manos y la fuerza bruta, paso a paso fue confeccionando herramientas, rudimentarios martillos, picos y cinceles, si a esta precaria situación de falta de utensilios de trabajo, le añadimos los elementos que se emplean en la entibación y la ausencia de sistemas de ventilación, comprobamos que el laboreo de túneles y galerías, implicaba en la antigüedad una enorme, formidable y sacrificada labor. Los logros obtenidos pese a las carencias y dificultades, muestran lo que el género humano es capaz de lograr cuando su mente está dispuesta a ello. No ha de ignorarse que la utilización masiva de esclavos, sometidos a condiciones inhumanas y cuya supervivencia no importaba, fue una de las claves en el laboreo de excavaciones en la antigüedad. La utilización de los espacios subterráneos tiene sus inicios con el propio surgimiento del hombre, cuando este de manera consciente comenzó a utilizar las cuevas y cavernas como refugios, para protegerse de las lluvias, tormentas y de los animales, luego las utilizó como viviendas. Durante el proceso de utilización de estos espacios el hombre sintió la necesidad de cambiar sus condiciones naturales (forma y dimensiones) todo esto lo fue llevando de manera paulatina a que él mismo fuera perfeccionando las herramientas y métodos de arranque de las rocas, comenzando con el empleo de los instrumentos más rudimentarios hasta llegar a la utilización de equipos de alta productividad. El desarrollo actual y el uso cada vez más frecuente de las excavaciones subterráneas por parte del hombre, para la extracción de recursos minerales, para el paso de vehículos, para redes ferroviarias, para el abastecimiento de agua, como almacenes, para la protección de las personas y otros fines, hace que este se dedique de manera consciente e integral a mejorar los parámetros que caracterizan a estas obras, conjuntamente con los índices técnico – económicos que influyen de una forma u otra en el desarrollo eficiente de dicha actividad. El primer método de laboreo de galerías de minas y luego de túneles, fue la técnica del fuego; la cual fue introducida por primera vez por los antiguos egipcios, los que además de la fuerza bruta aplicaron la ciencia, con la perspectiva de mejorar la eficiencia en la perforación de las rocas. Este método consiste en provocar un incendio en el frente de trabajo y luego sofocarlo brúscamente con agua fría, (el uso del vinagre no deja de pertenecer al dominio del mito), produciendo un brusco gradiente térmico que da lugar al resquebrajamiento de la roca. Pero esta técnica también provoca, como no es difícil imaginar, una atmósfera viciada, irrespirable, generando a menudo gases venenosos, lo que convierte al trabajo del minero en una trampa mortal, a la que solo unos pocos afortunados sobreviven. La construcción de excavaciones subterráneas se divide en dos ramas: Las laboreadas en rocas fuertes y las hechas en rocas débiles. El principal objetivo del laboreo en rocas fuertes es horadar el macizo rocoso mediante su fractura, tradicionalmente en la construcción de túneles y obras subterráneas, en este tipo de rocas, el principal problema a resolver por el ingeniero era el arranque, porque en la mayoría de los casos la excavación no precisaba de ningún tipo de sostenimiento. 2 �En nuestro país existe un gran número de obras subterráneas, las cuales han sido laboreadas sin llevar a cabo la correcta elección del método de arranque de las rocas, y más aún sin un previo conocimiento de los principales factores que influyen en este proceso, ni de las características reales del macizo rocoso, haciéndose “a priori” el arranque de las rocas con trabajos de voladura. El presente trabajo tuvo como punto de partida el estudio efectuado por el autor en su tesis de maestría, en opción al título de “Máster en Construcción Subterránea”, así como las informaciones obtenidas durante la revisión bibliográfica y el análisis de la situación actual del tema en nuestro país. En este trabajo se estudian varias obras subterráneas, las cuales pertenecen a diferentes empresas o entidades. Independientemente a que estas obras se ubican en la región Oriental de Cuba, no todas se construyen en macizos rocosos con iguales características. La información obtenida es amplia, debido a que muchos de estos macizos han sido estudiados por otros investigadores de la rama, los que han enfocado el análisis desde el punto de vista ingeniero – geológico y geomecánico; a estos estudios han contribuido significativamente los trabajos realizados por el grupo de construcciones subterráneas del departamento de minería al que pertenece el autor de esta investigación y por otros compañeros que investigan sobre esta problemática. Independientemente de esto es necesario señalar, que en la bibliografía consultada no se encontraron referencias en las que se desarrollen investigaciones para llevar a cabo la elección del método de arranque de la roca. Objeto de estudio. Diferentes obras subterráneas de la región Oriental del país, ubicadas en macizos con diferentes características geomecánicas y que fueron laboreadas sin una previa o insuficiente fundamentación del método elegido de arranque de las rocas. De manera general se puede decir que de una forma u otra todos los trabajos e investigaciones que tratan esta problemática a nivel mundial tienen una base en común, que no es más que realizar una valoración geomecánica del macizo rocoso, donde se realizarán los trabajos. En nuestro país cada entidad que se dedica a la proyección de obras subterráneas, en el mejor de los casos, realiza un estudio ingeniero-geológico del macizo y hace la evaluación de su estabilidad, utilizando las comúnmente denominadas "clasificaciones geomecánicas", pero esto resulta insuficiente para realizar una correcta elección del método de arranque lo que provoca, en muchos casos, mayores costos o condiciones más difíciles de trabajo. La tecnología de arranque de las rocas para el laboreo de excavaciones subterráneas se ha desarrollado en los últimos tiempos, pero esta ha adolecido de una estrategia para su aplicación y explotación, que permita lograr un incremento en la productividad del trabajo durante la construcción de estas obras; además, habitualmente a priori se eligen los trabajos de voladura para el arranque de la roca, lo que en muchos casos, resulta inadecuado, afectando la eficiencia del trabajo y el costo de la obra. Es por ello que se requiere que cuando se vaya a proyectar una obra subterránea, se defina, con el suficiente rigor científico-técnico la forma en que se realizará el arranque de la roca. 3 �Problema: Necesidad de realizar la elección del método de arranque de la roca, durante el laboreo de excavaciones subterráneas horizontales, con la adecuada fundamentación científico – técnica. Hipótesis: Si se realiza una valoración de las características geomecánicas y estructurales del macizo, que influyen en el arranque de la roca y de las clasificaciones de excavabilidad actualmente empleadas, se puede obtener un sistema de indicaciones metodologícas que permiten elegir correctamente y con la fundamentación científica necesaria, el método de arranque de la roca a emplear. Objetivo general: Obtener un sistema de indicaciones metodologícas que permita elegir, con el rigor científico – técnico necesario, el método más adecuado de arranque de las rocas, teniendo en cuenta las características y el estado del macizo rocoso. Objetivos específicos: Caracterizar geomecánicanicamente a los macizos rocosos. Determinar la bloquicidad de los macizos rocosos. Evaluar las condiciones de estabilidad de los macizos rocosos, definiendo para cada tipo de macizo, cuál de los métodos de evaluación empleados es el más adecuado. Aportes de la tesis: Se evalúa la bloquicidad del macizo, analizándose diferentes métodos existentes y definiéndose para cada caso estudiado, cuál es el adecuado a partir de las características mecánico - estructurales del macizo. Se realiza un análisis de las insuficiencias que presenta cada clasificación de excavabilidad y se define para cada tipo de macizo y obra, cuáles de ellas se pueden emplear para obtener criterios preliminares en la elección del método de arranque. Se propone un sistema de indicaciones metodologícas, que permite, con la suficiente fundamentación, elegir el método adecuado de arranque de las rocas. Los resultados de este trabajo han sido presentados en los siguientes eventos: II Taller de Túneles populares y construcción subterránea, Moa. Julio 1995. Primer Evento “La Geología y la Minería aplicada a la construcción”, Moa. Octubre de 1997. XII Forum de Ciencia y Técnica, en el XXI aniversario del ISMM, Moa. Noviembre de 1997. Ponencia: Criterios para la elección del método de avance en las excavaciones subterráneas. Primer Evento Científico – Técnico del municipio de Moa. Diciembre 1997. Tercer Congreso Cubano de Geología y Minería. Habana. Marzo 1998. Ponencia: Elección del método de arranque más eficiente para el laboreo de excavaciones subterráneas en la región Oriental. Evento regional de Geomecánica y la Geodesia aplicada a las construcciones, Bayamo 1998. Ponencia: Determinación del método de arranque de las rocas más eficiente para el laboreo de excavaciones subterráneas horizontales en la región Oriental. 4 �II Conferencia Internacional de Aprovechamiento de los Recursos Minerales, CINAREN 2000. Moa. Ponencia: Influencia de los parámetros geomecánicos en la elección del método de arranque de las rocas. II taller “La Geología y la minería aplicada a la construcción”, Moa. Abril 2001. Ponencia: Análisis de la bloquicidad y el grado de deterioro de las rocas en los macizos rocosos de los yacimientos de cromo. Primer taller “ La Geociencia y su desarrollo”, Moa. Octubre 2001. XIV Forum de Ciencia y Técnica del ISMM de Moa. Septiembre del 2001. III Conferencia Internacional de Aprovechamiento de los Recursos Minerales, CINAREN 2002. Moa. Mayo 2002. Ponencia: Impacto Socio – Económico y Ambiental provocado por el laboreo de excavaciones subterráneas, teniendo en cuenta la elección del método de arranque de las rocas. XV Forum de Ciencia y Técnica del ISMM, Moa. julio del 2003. Ponencia: Propuesta de un sistema de indicaciones metodologicas para la elección del método de arranque de la roca durante el laboreo de excavaciones de pequeña y mediana sección. Publicaciones realizadas: Elección del método de arranque más eficiente para el laboreo de excavaciones subterráneas en la región Oriental. Libro de Memorias. III Congreso Cubano de Geología y Minería, La Habana, 1998. Influencia de los parámetros geomecánicos en la elección del método de arranque de las rocas. Libro de memorias. II Conferencia Internacional de Aprovechamiento de los Recursos Minerales, CINAREN 2000. Moa. Impacto Socio – Económico y Ambiental provocado por el laboreo de excavaciones subterráneas, teniendo en cuenta la elección del método de arranque de las rocas. Libro de memorias. III Conferencia Internacional de Aprovechamiento de los Recursos Minerales, CINAREN 2002. Moa. Mayo 2002. Criterios para la elección del método de avance en las excavaciones subterráneas horizontales. Revista Geología y Minería, XIX NO – 3 - 4 de 2003. Análisis del grado de fracturación y deterioro del macizo rocoso de las minas Las Merceditas y Amores. Revista Geología y Minería, XX No – 1 de 2004. CAPITULO I. SITUACIÓN ACTUAL DEL TEMA Y METODOLOGÍA DE INVESTIGACIÓN I.1 Estado actual de esta problemática en el mundo En la actualidad, las nuevas tecnologías abren inmensas posibilidades a la construcción de túneles y obras subterráneas. A partir de conocer los avances que se han experimentado en el proceso de construcción de excavaciones subterráneas y teniendo en cuenta, que la base para llevar a cabo este proceso lo representa la geomecánica; aún se ponen de manifiesto algunos problemas en este aspecto; relacionados con la caracterización geomecánica de los macizos rocosos y la cuantificación de los parámetros de resistencia y de deformación; que gobiernan su comportamiento tenso – deformacional. 5 �Sin duda alguna un macizo rocoso es un medio heterogéneo y discontinuo, cuyas características deformacionales no pueden ser medidas directamente en el laboratorio, existiendo una diferencia muy apreciable entre los valores obtenidos mediante ensayos de laboratorio y los que se obtienen en condiciones in situ; a esta diferencia se le conoce como efecto de escala. (Pinto Da Cunha, 1990 y 1993). Con el surgimiento de la Geomecánica como ciencia, a finales de la década del cuarenta del pasado siglo, es donde se recomienda el estudio de los macizos rocosos con el objetivo de obtener, con un determinado grado de detalles, aquellos parámetros que influyen en el proceso de arranque de la roca. La geomecánica está dando a la construcción de obras subterráneas un creciente soporte científico y técnico, que ha encontrado su máximo exponente en el último cuarto del pasado siglo, hasta el punto de que hoy en día, la mayoría de los túneles se construyen bajo la supervisión de un experto en geotecnia, siendo uno de los objetivos, caracterizar geomecánicamente los macizos rocosos, constituyendo esto el estudio integral del macizo en cuestión, lo que incluye tanto el modelo geológico como el geomecánico. Esto permite abarcar aspectos tales como estructura del macizo, contactos y distribución de litologías, geomorfologías, estudio hidrogeológico, análisis de discontinuidades, ensayos in situ y a escala de laboratorio, clasificaciones geomecánicas entre otros. Convirtiéndose la caracterización geomecánica de los macizos rocosos en una herramienta indispensable para pronosticar su comportamiento. La primera clasificación geomecánica de los macizos rocosos, fue propuesta por Terzaghi en 1946 (Gonzáles de Vallejo, 1998. Moreno, 1998). El método, basado en trabajos experimentales tenía el objetivo de facilitar el cálculo del sostenimiento en túneles; En el año 1964 Deere propone una clasificación del macizo (Blanco, 1981,1998, Gonzáles de Vallejo, 1998 y López Jimeno, 1999). La cual está basada en la recuperación de testigos de perforación, denominada como el sistema RQD(Rock Quality Designation), índice de calidad de las rocas. En esta etapa surgieron también los trabajos de T. Hagerman en 1966, el cual establece la diferencia de cinco tipos de macizos, según su estabilidad, para llegar a esta definición el autor parte de la valoración del grado de debilitamiento estructural de los macizos, desde macizos totalmente estables (macizos homogéneos e isótropos) hasta macizos muy inestables, que presentan un gran número de discontinuidades. En 1972, surge un nuevo método para llevar a cabo una clasificación geomecánica de las rocas, la misma fue propuesta por Wickham, Tiendemain y Skinner (Blanco 1998), esta clasificación surge con el nombre de RSR(Rock estructure rating). En la misma década Bieniawski, propone su clasificación, la cual surgió en 1973, (su modificación fue concluida en el año 1979), en ella se establece una cuantificación de la calidad del macizo rocoso, mediante el índice RMR. (Blanco, 1998 y López Jimeno, 1997,1999). En el año 1974 fue propuesto un sistema para valorar la calidad del macizo, por el Instituto Geotécnico Noruego (Barton, Lien y Lunde, 1974), el cual se fundamenta en la determinación de un índice denominado como Q. Para la determinación de este índice se parte del empleo del RQD de Deere, conjuntamente con la utilización de otros parámetros del macizo rocoso. (Ramírez y Huerta, 1994; Moreno, 1998; Gonzáles de Vallejo, 1998). 6 �Estas clasificaciones fueron creadas y comprobadas en macizos constituidos en su gran mayoría por granitos, cuyas características son bastante diferentes a las que se presentan en nuestra región de estudio, por lo que tanto los valores obtenidos de los parámetros estudiados, como el de los resultados finales obtenidos con el empleo de estas clasificaciones se han de ajustar a nuestras condiciones concretas. Bulichev en la década de los 70 del pasado siglo, desarrolló un método para valorar la estabilidad de los macizos dado por el índice de calidad de las rocas (S) (Bulichev,1982. Martínez, 1999), esta clasificación es bastante completa, en la misma se incorporan nuevos parámetros, como la fortaleza de las rocas. En la década del 80 del siglo pasado surgieron nuevas clasificaciones, como el RMi (Rok Mass Index) , propuesto por Palmstrom en 1996, a partir de la resistencia a la compresión simple de las rocas. Este índice permite caracterizar a los macizos rocosos y calcular el sostenimiento en las excavaciones subterráneas. (López Jimeno, 1999). En 1985, Vallejo propone una clasificación geomecánica, basada en la determinación del SRC (Surface Rock Clasiffication), esta ha alcanzado gran popularidad en España, en ella el autor trata de integrar determinados factores que otras clasificaciones no incluyen o que su valoración no es suficiente, como es la geología, la tectónica, el estado tensional, la sísmica y las condiciones constructivas, pero no logra establecer con claridad la influencia de las tensiones sobre las excavaciones. La primera clasificación de los macizos rocosos respecto a la excavabilidad, fue propuesta por Franklin en 1971, esta se basa en el espaciamiento entre fracturas y la resistencia a la compresión simple de las rocas, estos parámetros son obtenidos de los testigos del sondeo. Louis en 1974 presentó una clasificación basada en el RQD y la resistencia a la compresión simple de las rocas, pero este criterio no se puede utilizar en la actualidad a causa del bajo límite asignado a la excavación mecánica, pero en todo caso el concepto en que se basa es correcto. Basándose en la clasificación de Louis, Romana Ruiz en 1981 presentó una nueva clasificación, la cual estaba más adaptada a las capacidades tecnológicas de la maquinaria de excavación, en 1993 esta clasificación fue presentada en su versión más actualizada, con la cual se logró una mayor difusión del método, (Romana, 1981, 1994). Según Romana esta clasificación es indicativa y debe usarse en la fase de estudios previos o anteproyectos de obras. En 1982 Kirsten propone un sistema de clasificación para la excavación de los macizos rocosos, basado en la determinación de un índice de excavabilidad de estos. Abdullatif y Crudden, en 1983 en una investigación llevada a cabo en 23 proyectos, donde se realizaba el arranque de las rocas con medios mecánicos y voladuras, estimaron que la excavación es posible hasta un RMR de 30 y ripable hasta 60. Los macizos clasificados como de calidad buena o mejores por el sistema RMR deben ser objeto de perforación y voladura, estos autores observaron un salto en el valor de Q; a partir de 0,14 los macizos eran excavables, y a partir de 1,05 debían ser ripados, lo que puede ser debido a la mala adecuación del sistema de clasificación de Q a las operaciones de arranque. En 1984 aparece un nuevo índice de excavabilidad (IE), el cual fue propuesto por Scoble y Muftuoglu, esta clasificación consiste en la combinación de cuatro parámetros geomecánicos: resistencia a la 7 �compresión simple, extensión de la meteorización, distancia entre grietas y planos de estratificación. En esta clasificación se tiene en cuenta el efecto reductor de la resistencia, de las discontinuidades o incluso de la matriz rocosa, lo que se obtiene a partir de la meteorización, también se hace una valoración del tamaño medio de los bloques, siendo este uno de los parámetros que mayor influencia tiene en la excavación. (Scoble y Muftuoglu, 1984). Otra clasificación de excavabilidad o método empírico, fue propuesta en 1988, por Hadjigeorgiou y Scoble, la que se basa al igual que la clasificación anterior en la obtención de un índice de excavabilidad (IE). Estos autores proponen la combinación de varios parámetros geomecánicos. (Hadjigeorgiou y Scoble, 1990 ). En estas dos últimas clasificaciones los autores tienen en cuenta dos factores que juegan un rol muy importante en el proceso de laboreo, ya que estos condicionan la propagación de la rotura a través del material, la resistencia de la roca y el tamaño de los bloques, los cuales constituyen el núcleo o estructura básica del sistema de clasificación, pero no se tiene en cuenta al igual que en otras clasificaciones, el coeficiente de abrasividad y otros parámetros que también influyen en el proceso de arranque. I. 2 Situación actual del tema en nuestro país En los últimos tiempos el proceso de excavación de las obras subterráneas ha alcanzado un desarrollo considerable principalmente en el arranque de las rocas, pero todavía no se han logrado los resultados deseados, fundamentalmente en la elección del método de arranque más eficiente. Hasta la fecha no se conoce de ningún trabajo precedente en nuestro país que trate la problemática relacionada con la elección del método de arranque de las rocas, a no ser aquellos trabajos dirigidos o ejecutados por parte del autor de esta investigación y que se recogen en la misma. La caracterización geomecánica de los macizos rocosos en los últimos años se ha incrementado notablemente. Este incremento está dado, entre otras causas porque a partir del año 1994, se comienza a impartir en el Instituto Superior Minero Metalúrgico de Moa, dos maestrías, la de Geomecánica y la de Construcciones Subterráneas y los cursantes de estas maestrías, conjuntamente con el grupo de construcción subterránea del departamento de minería, se trazan como objetivo la realización de la caracterización geomecánica de diferentes macizos rocosos de nuestro país. Los resultados alcanzados en esos trabajos constituyen la base de esta investigación, dentro de ellos tenemos: Elección del método de arranque a partir de la clasificación geomecánica del macizo (Noa, 1996); Caracterización geomecánica de los macizos rocosos de la mina Las Merceditas (Cartaya, 1996), Mecanismo de acción de la presión minera en mina Las Merceditas (Mondejar, 1998), La geometría del agrietamiento de la mina Las Merceditas y su estabilidad (Falero, 1996), así como otras investigaciones. (Blanco, 1997 y 2000. Cartaya,1999 y 2000. Mondejar, 2000). El Centro de Investigaciones y Proyectos Hidráulicos y la Empresa Constructora Militar número 2, ambas en Holguín, desarrollaron un importante trabajo en cuanto al análisis de las condiciones ingeniero geológicas y geomecánicas, en las zonas donde se construye el trasvase Este – Oeste, donde se utilizo para la evaluación de la estabilidad del macizo la metodología de Bieniawski, modificada por Federico 8 �Torres 1989, las metodologías de Barton y la de Deere, así como otros métodos novedosos para el estudio del macizo, el procesamiento de imágenes por teledetección y métodos geofísicos (Colectivo, 1991. Colectivo, 1992. Hidalgo, 1991. Pérez, 1991). En el trabajo sobre la determinación de los principales índices técnico – económicos de los túneles de la ciudad de Holguín (Acosta, 1996) se hace una valoración de los diferentes parámetros del agrietamiento, los que permitieron conjuntamente con otros elementos llevar a cabo la determinación de la estabilidad en estos macizos. Teniendo en cuenta lo anterior, se puede observar que ninguna de estas investigaciones han enfocado el problema o los análisis con el objetivo de mejorar el proceso de arranque de las rocas, a partir de la correcta elección del método. I.3 Elección y justificación de las obras a estudiar En la región oriental de Cuba existen decenas de kilómetros de excavaciones subterráneas que han sido laboreadas sin una fundamentación adecuada de la elección del método de arranque de las rocas. Para llevar a cabo este trabajo se seleccionaron excavaciones subterráneas de pequeña y mediana sección transversal, las que se encuentran ubicadas en las provincias de Holguín, Santiago de Cuba, Guantánamo y Las Tunas. Estas excavaciones se laborean en macizos rocosos con diferentes características ingeniero geológicas, lo que hace posible que el arranque de la roca se pueda realizar por diferentes métodos. Las obras seleccionadas para su estudio fueron: La mina de cromo “Las Merceditas” ubicada cerca del poblado La Melba al suroeste de la ciudad de Moa en la provincia Holguín. La mina de cobre “El Cobre” que se ubica en el poblado El Cobre al oeste de la ciudad de Santiago de Cuba. Túneles del trasvase de Mayarí, ubicados en la región montañosa de este municipio perteneciente a la provincia Holguín. Túneles populares ubicados en la zona montañosa de la ciudad de Holguín, provincia Holguín. Túnel hidrotécnico ubicado en la ciudad de Las Tunas, provincia Las Tunas. Túneles populares ubicados en la zona montañosa de la provincia de Guantánamo. Túneles populares diseminados en la ciudad de Moa perteneciente a la provincia Holguín. La mina de cromo “Amores” ubicada cerca del poblado de Cayogüin en el municipio de Baracoa en la provincia Guantánamo. I.4 Planeación de la investigación Para darle cumplimiento a los objetivos propuestos en este trabajo, se estableció una metodología integral de investigación, en la que se utilizan varios métodos científicos de investigación, como son: Revisión bibliografica y procesamiento de datos, muestreo, modelación matemática, recopilación y síntesis, observación y experimentación. Esta metodología de investigación cuenta con varias etapas (ver figura 1), dentro de las que tenemos: Revisión bibliográfica, recopilación y procesamiento de la información. 9 �Definición del objeto de estudio y las tareas de investigación a realizar para cumplir los objetivos propuestos. Evaluación de las condiciones ingeniero – geológicas del macizo rocoso. Evaluación de la bloquicidad del macizo rocoso. Evaluación de la estabilidad del macizo rocoso. Análisis de las clasificaciones de excavabilidad más utilizadas en la actualidad para la elección del método de arranque de la roca. Valoración de la aplicabilidad, de las clasificaciones de excavabilidad en cada tipo de macizo y obra estudiada. Propuesta de un sistema de indicaciones metodologícas, para la elección del método de arranque de la roca. Descripción de las diferentes etapas. Revisión bibliográfica, recopilación y procesamiento de la información: En esta etapa se estudiaron: diferentes textos en los que se aborda esta problemática, los artículos publicados en diferentes revistas, varias tesis de maestrías y doctorados y varios trabajos de diplomas. También fueron consultados algunos trabajos presentados en eventos, los informes geológicos y de propiedades de las rocas de diferentes entidades, se hizo búsqueda en Internet. Definición del objeto de estudio y las tareas de investigación a realizar para cumplir los objetivos propuestos: En esta etapa se establecieron las áreas o zonas de investigación, lo que estuvo condicionado, en todos los casos, a la existencia de excavaciones subterráneas y diferentes características ingeniero – geológicas de los macizos rocosos. Evaluación de las condiciones ingeniero - geológicas del macizo rocoso: En esta etapa se realizó un análisis de cada macizo rocoso, teniendo en cuenta los aspectos que inciden en el proceso de elección del método de arranque de las rocas, como son: condiciones geológicas e hidrogeológicas de los macizos, características tectónicas de cada región de estudio, propiedades físico – mecánicas de las rocas, agrietamiento y deterioro del macizo rocoso. Evaluación de la bloquicidad del macizo rocoso: Para la valoración de la bloquicidad se utilizaron varios métodos, los que se basan en las características del agrietamiento, a partir de este análisis se determinó cuál de ellos es el más adecuado para cada tipo de macizo, teniendo en cuenta el estudio de la correspondencia entre los resultados obtenidos por cada método y los obtenidos por el estudio del macizo en condiciones in situ, la observación visual de estos y la evaluación de las condiciones geo estructurales que presenta cada uno de ello. Evaluación de la estabilidad del macizo rocoso: La evaluación de la estabilidad se realizó por cuatro de las clasificaciones más utilizadas en la actualidad, (Deere basada en los valores del RQD, Bieniawski, basada en los valores del RMR, la del Instituto Noruego de Geotecnia, basada en el cálculo de la Q de Barton y la clasificación propuesta por Bulichev, basada en los valores del índice S). 10 �Análisis de las clasificaciones de excavabilidad más utilizadas en la actualidad para la elección del método de arranque de la roca: Se hace el estudio de varias clasificaciones de excavabilidad que actualmente se utilizan para obtener criterios sobre la elección del método de arranque de la roca. Valoración de la aplicabilidad, de las clasificaciones de excavabilidad en cada tipo de macizo y obra estudiada: Se define cuáles de las clasificaciones de excavabilidad analizada se puede usar para cada tipo de macizo y obra, con vista a obtener un criterio preliminar sobre el método de arranque que se debe de emplear. Propuesta de un sistema de indicaciones metodologícas, para la elección del método de arranque de la roca: A partir del estudio realizado y de los resultados obtenidos, se propone un sistema de indicaciones metodologícas, que permite realizar la elección del método de arranque de la roca. Revisión bibliográfica, recopilación y procesamiento de la información. Definición del objeto de estudio y las tareas de investigación a realizar para cumplir los objetivos propuestos. Evaluación de las condiciones ingeniero - geológicas del macizo. Geología e Hidrología. Tectónica. Propiedades físico mecánicas. Agrietamiento. Deterioro. Evaluación de la bloquicidad del macizo rocoso. Evaluación de la Estabilidad del macizo rocoso. Análisis de las clasificaciones de excavabilidad más utilizadas en la actualidad para la elección del método de arranque de la roca. Valoración de la aplicabilidad, de las clasificaciones de excavabilidad en cada tipo de macizo y obra estudiada. Propuesta de un sistema de indicaciones metodologícas, para la elección del método de arranque de la roca. Figura 1. Metodología de investigación. 11 �CAPITULO II: EVALUACIÓN DE LAS CONDICIONES INGENIERO GEOLÓGICAS DE LOS MACIZOS ESTUDIADOS. II.1 Ubicación geográfica de las zonas estudiadas y Características técnicas de las obras Mina Las Merceditas La mina Las Merceditas se encuentra ubicada en la parte Noreste de la provincia Holguín a 46 km de la ciudad de Moa, en el macizo montañoso de Sagua - Baracoa, cerca de las márgenes del río Jaragua. La vía de comunicación con el yacimiento es mediante terraplenes y carreteras. Los trabajos de investigación fueron realizados en todo el sector de la mina, eligiéndose para el mismo las excavaciones horizontales que se consideraron más representativas. Estas excavaciones están laboreadas por diferentes tipos de rocas, tales como: el gabro, la peridotita y la dunita, las mismas tienen una longitud variable, las cuales sobrepasan los 100m para todos los casos, generalmente su sección transversal es de paredes rectas con techo abovedado, con un ancho entre 2 y 2,30m y una altura de 2,10 a 2,30m, la profundidad de ubicación es variable llegando en algunos casos hasta los 600m. Mina El Cobre. La mina El Cobre se ubica en las estribaciones Norte del macizo montañoso de la Sierra Maestra, en la parte Sur de la provincia de Santiago de Cuba, a 13 km y al oeste de esta ciudad, para la comunicación, la región cuenta con un conjunto de carreteras, las cuales enlazan esta zona con la capital provincial y el resto del país. El trabajo se realizó en todo el sector de la mina, escogiéndose para el estudio las excavaciones horizontales que fuesen más representativas para todo el sector de la mina. Estas excavaciones se laborean en rocas del tipo tobáceas, las mismas tienen un ancho que oscila entre 2,2 y 2,3m y un alto entre 2,3 y 2,5m, la forma de la sección transversal es de paredes rectas con techo abovedado y se encuentran generalmente a una profundidad de 200 a 400m. En algunos casos estas excavaciones se encuentran fortificadas. Túneles del trasvase de Mayarí. Las obras estudiadas del municipio Mayarí, se encuentran situadas al Sur – Oeste del mismo, distribuidas en el macizo montañoso de la sierra cristal, estas obras se encuentran ubicadas cerca de varios poblados como son: Arroyo del Medio, Seboruco, Arroyo Seco y otros. El trasvase de Mayarí está constituido por un gran número de tramos de excavaciones subterráneas horizontales y por tramos de canales, para la realización de este trabajo fueron analizados varios tramos de excavaciones subterráneas. En este caso los túneles son considerados como excavaciones de mediana sección, con un área de 30 a 35m2, los mismos tienen una longitud variada, las que dependen de las dimensiones de la elevación donde esté situado el mismo, la sección transversal es de paredes rectas con techo abovedado o semicircular, su ancho es de 4 a 5m y tienen una altura de 5 a 6m, los mismos se encuentran ubicados a una profundidad de 200 a 450m y se laborean con el método de perforación y voladura. Estos túneles se fortifican con hormigón armado. 12 �Túneles populares de Holguín. Las obras estudiadas se encuentran ubicadas en el extremo occidental de la provincia Holguín, en el propio municipio cabecera, esta región tiene comunicación directa mediante carreteras y terraplenes con los municipios de Gibara, Rafael Freyre, Calixto García, Cacocún, Cueto y Urbano Noris. Para el estudio del macizo de Holguín, fueron analizadas varias excavaciones o túneles, los cuales se laboreaban por rocas que pertenecen al grupo de las serpentinas. Estos túneles tienen una longitud muy variada, así como su profundidad, la que oscila entre 200 y 300m, la forma de la sección transversal es de paredes rectas con techo abovedado, el ancho de estas excavaciones es de 2 a 2,5 m y la altura es de 2,30 a 2,50m. Túnel hidrotécnico de Las Tunas. El túnel estudiado en la provincia de Las Tunas se localiza en el municipio cabecera de esta provincia. El mismo fue construido en el macizo ofiolítico de la región Oriental del país. Este túnel tiene una forma de la sección transversal de paredes rectas con techo abovedado, una longitud aproximada de 500m, la profundidad a la que se encuentra esta excavación es de 30 a 50 m, esta tiene un ancho de 2,20 a 2,40m y una altura de 2,30 a 2,50m. Túneles populares de Guantánamo. Los túneles estudiados de la provincia de Guantánamo, se encuentran ubicados en el macizo de rocas sedimentarias de esta provincia. Para el estudio de este macizo fueron analizados varios túneles, los que tienen una longitud muy variada y la misma depende de las características del macizo rocoso. La forma de la sección transversal de estas excavaciones es de paredes rectas con techo abovedado, con un ancho de 2,3 a 2,4m y una altura de 2,3 a 2,5m, las mismas se encuentran a una profundidad de 150 a 300m. Túneles populares de Moa. Los túneles estudiados se ubican en las cercanías de la ciudad de Moa, perteneciente al municipio de igual nombre en la provincia de Holguín. Para el estudio fueron analizadas varias excavaciones, las que se laborean por rocas perteneciente al grupo de las serpentinas. Estos túneles tienen una longitud muy variada y su profundidad de ubicación oscila entre 100 y 150m, la forma de la sección transversal es de paredes rectas con techo abovedado con un ancho de 2,3 a 2,4m y una altura de 2,4 a 2,5m. Mina Amores. La mina Amores está ubicada en el municipio Baracoa, a 50 Km. de la planta de beneficio de los minerales de cromo, la cual se encuentra cerca del poblado de punta Gorda en el municipio de Moa. Para llevar a cabo el proceso de extracción del mineral en esta mina, existe un socavón, el que constituye la única excavación que reúne las condiciones necesarias para los análisis realizados, esta excavación tiene una forma de la sección transversal de paredes rectas con techo abovedado, con un ancho entre 2,2 y 2,5m y una altura entre 2,3 y 2,8m, la misma se encuentra a una profundidad de 200 a 350m aproximadamente. 13 �II.2 Geología e hidrogeología de los macizos rocosos estudiados Mina Las Merceditas. Este macizo está formado por materiales serpentiníticos, los cuales son el producto resultante del proceso de metamorfismo de las rocas ultrabásicas. Estas rocas ultrabásicas, que están generalmente representadas por peridotitas serpentinizadas, raras veces por piroxenitas, gabros y olivinos normales, se encuentran ampliamente distribuidas, formando una franja de aproximadamente 900 km de extensión a lo largo de toda la costa Norte de la isla. La red hidrográfica está representada por el río Jaragua, afluente del rió Jiguaní y algunas cañadas, las que drenan el agua en épocas de lluvias, permaneciendo secas en la época de escasas precipitaciones,(colectivo, 1996. Proenza, 1997. Iturralde, 1978, 1990). Mina El cobre. Este macizo se relacionan con el producto de la actividad postmagmática de la instrucción de la Sierra Maestra.(Barrabí,1994). El mismo es de tipo hidrotermal, los procesos de mineralización se manifestaron en el período final de desarrollo del geosinclinal Cubano, en la etapa concluyente de la formación del complejo de rocas Vulcanoplutónicas del Paleoceno – Eoceno.(Barrabí, 1994. colectivo, 1996). La red fluvial está representada por los Ríos El Cobre, Melgarejo y otros afluentes pequeños los cuales disminuyen considerablemente su caudal en época de sequía. Además de las aguas superficiales, en la anegación del yacimiento participan las aguas de los horizontes acuíferos de los depósitos aluviales, las aguas de la corteza de interperismo de las rocas efusivas – sedimentarias, y las aguas del horizonte de la zona tectónica. Túneles del trasvase de Mayarí. La región de estudio, está constituida por dos grandes complejos bien definidos: El complejo clástico – carbonatado y el complejo ultramáfico – serpentinizado. El primer complejo está constituido por calizas, margas, conglomerados y otros; El complejo de rocas ultramáficas serpentinizadas está representado por las serpentinitas brechosas y los gabroides. Este ocupa toda la porción sur de la región contactando tectónicamente con la secuencia terrígeno – carbonatada (colectivo, 1991, 1992; Pérez, 1991). A causa del proceso de meteorización se han afectado todos los tipos litológicos presentes en el área en una mayor o menor intensidad, siendo este proceso de afectación mas intenso en las capas superficiales, disminuyendo gradualmente con la profundidad. (Hidalgo, 1991; Morales, 1990). La red hidrográfica de esta región está representada fundamentalmente por el río Mayarí, el cual tiene un caudal permanente durante todo el año, a este también llegan algunos arroyos y afluentes los que tienen agua fundamentalmente en los meses de lluvia. Otra de las fuentes de suministro de agua es la presa Melones, la cual tiene una gran capacidad de almacenamiento de agua. (Lovaina, 2000). Túneles populares de Holguín. La región de estudio de Holguín se encuentra ubicada en la zona estructuro – Facial Auras, constituida por sedimentos vulcanógenos – sedimentarios y rocas que pertenecen al complejo ofiolítico. Por lo 14 �general estas rocas constituyen un melange de forma alargada, cóncava hacia el norte con buzamiento hacia el Sur; su borde septentrional es la falla de Holguín.(Rosales, 1996). Las características hidrogeológicas de la región de estudio, están muy relacionadas con las precipitaciones atmosféricas, esta región se encuentra enmarcada en un relieve llano, la red hidrográfica de la región está formada por varios ríos como son: río Yareyal, Matamoros, Marañón, y Mayabe, los cuales corren con una dirección aproximada de Norte – Sur, en esta zona aparece una gran cantidad de cañadas las cuales dependen del caudal de los ríos. En algunos lugares se observa que los ríos se unen formando entre si ángulos rectos, lo cual evidencia la presencia de alineaciones tectónicas. Túnel hidrotécnico de Las Tunas. El macizo rocoso de la provincia Las Tunas, donde se realizaron los trabajos está constituido por andesita y peridotita y se encuentra ubicado en una zona donde se manifiestan tensiones tectónicas. En este macizo, existe un proceso de formación de grietas las que se comienzan a registrar a poca profundidad. En esta zona no se manifiesta la influencia de ningún río afluente, por lo que se confirma que el agua que llega a los frentes, a través de las grietas, se debe a que la cota de la zona es muy baja y gran parte del agua que cae durante la época de lluvia se acumula en ella. Otra de las causas de la aparición de agua es, que en esta zona se comunican algunas zanjas y tuberías del sistema de alcantarillado de la ciudad, lo que provoca que esto sea un terreno húmedo.(Noa, 1996). Túneles populares de Guantánamo. Este macizo está conformado por varios tipos de rocas, arena, ceniza volcánica y determinadas sustancias carbonosas, las cuales son el resultado de los procesos bioquímicos que ocurren por la meteorización del macizo. Algunas de estas rocas depositadas en el macizo en forma de estratos, son productos de la deposición en cuencas sedimentarias marinas, que se ubican a distintas profundidades, donde además existe una fuente de suministro, que aporta el material volcánico. Debido a las características higroscópicas de las rocas, gran cantidad del agua procedente de las precipitaciones es almacenada en ellas, esto hace que la atmósfera que se desarrolla es muy húmeda y que en algunos tramos de excavación se manifiesten algunos puntos de goteo de agua, durante la época de lluvia se forman algunos arroyos o cañadas que solo permanecen con un caudal durante ese periodo, (Noa, 1996). Túneles populares de Moa. El área se caracteriza, fundamentalmente por la intensidad con que actúan los procesos de meteorización, destacándose en gran medida el interperismo de tipo químico y como resultado del mismo la formación de una típica corteza laterítica dando lugar al yacimiento de tipo residual de Ni, Fe, y Co. Estos túneles se encuentran ubicados en una zona montañosa; lo que ocasiona que durante la época de lluvia se formen algunos arroyos o cañadas que solo permanecen con su caudal durante ese periodo. Mina Amores. En la región donde se ubica el yacimiento Amores, aparecen bien definidos varios complejos aunque muy complicados por la tectónica y sin conductividad espacial. Una de las características geológicas que 15 �marca la cercanía de la transición entre los complejos es la aparición de numerosos diques de 5 a 20cm de espesor, generalmente concordantes con las capas de ultramafitas. La zona del macizo rocoso donde se encuentra la mina Amores está atravesada por el río Báez y sus afluentes, esto provoca que esta sea una zona donde abundan las aguas subterráneas principalmente a nivel del río. II.3 Análisis de la tectónica de los macizos estudiados Los macizos donde se ubican las obras estudiadas, por lo general presentan una gran actividad tectónica, las dislocaciones están representadas por zonas de fragmentación y agrietamiento abierto, en los mismos aparecen algunas fallas con direcciones muy variadas. La tectónica de la región es compleja y muy variada respondiendo en primer lugar a la gran variedad de litología del macizo y a los diferentes procesos de movimiento ocurridos en la corteza terrestre. En esta zona se pone de manifiesto la superposición de fenómenos tectónicos originados en condiciones geodinámicas contrastantes y en diferentes períodos, lo que provoca un intenso plegamiento, el cual permite caracterizar la estructura geológica, (Campo, 1989). II.4 Propiedades físico – mecánicas de las rocas Los resultados de las propiedades que se utilizan en este trabajo fueron tomadas de diferentes informes, Tesis de Maestrías y Doctorales [Colectivo,1996; Cartaya, 2001; Riverón, 1996; Rosales 1996; Acosta, 1996; Mondéjar, 2001; Falero, 1996; Cuesta 1997; Ugalde, 2000; Noa, 1996.] los cuales a su vez se auxiliaron en los informes de los laboratorios de Santiago de Cuba, del CIPIM en La Habana y del ISMMANJ. En todos los casos en estos informes, se señala que la confiabilidad de los resultados esta por encima del 85%. Diferentes propiedades fueron determinadas por el propio autor, con el objetivo de ampliar o mejorar la información existente, sobre algunas de las propiedades ya determinadas y para obtener información, de otras que no habían sido anteriormente determinadas y que se consideran importante en la investigación. En aquellos casos donde las propiedades fueron determinadas por el autor se realizó el muestreo siguiendo un criterio aleatorio y cuidando que las muestras fuesen representativas. Para la determinación de la cantidad de muestras a ensayar, en cada caso, se utilizaron métodos estadísticos de planificación de experimentos. El análisis estadístico realizado, teniendo en cuenta el número de muestras tomadas y considerando un error máximo permisible del 10% (igual al reportado en los informes analizados), muestra que en todos los casos la confiabilidad de los resultados obtenidos esta por encima del 85%. II.5 Evaluación del agrietamiento de los macizos estudiados En el estudio ingeniero – geológico del macizo rocoso es importante la valoración detallada de su agrietamiento, esto se debe a que a partir de él se puede determinar, su comportamiento mecánico estructural, su estabilidad y la deformación de la roca en su interacción con la obra. El agrietamiento, conjuntamente con otras dislocaciones tectónicas (fallas) caracteriza la estructura del macizo rocoso que influye en la anisotropía de sus propiedades y en su heterogeneidad. 16 �Para la valoración del agrietamiento en cada sector estudiado, se empleo el método geológico, el que consiste en hacer un análisis detallado de todos los parámetros que lo caracterizan, a partir de los que se pueden determinar algunos índices que influyen en la valoración de la estabilidad y comportamiento mecánico – estructural de los macizos rocosos. Para el análisis del agrietamiento en todas las obras estudiadas, se dividieron las excavaciones en tramos con características litológicas similares. Para garantizar un muestreo correcto se utilizaron varios métodos de toma de muestras; el estratigráfico, el grupal y el intencional. Otro de los aspectos analizado fue la direcciones de los sistemas de grietas, para lo cual se construyo el diagrama de rocetas de cada obra estudiada, con la ayuda del programa georient. Mina Las Merceditas. Para la valoración del agrietamiento en esta mina se hizo un análisis de todas las excavaciones, en las cuales se midieron más de 1200 grietas en 157 estaciones de mediciones, también se utilizaron 1854 mediciones realizadas por otros autores (Cartaya, 2001; Falero, 1996; Mondejar, 2001; Ugalde, 2000; Gonzáles, 1995). Dando una caracterización general del agrietamiento, se puede decir lo siguiente: El espaciamiento mínimo entre grietas y sistemas de grietas oscila entre 20 y 50 mm y el máximo varía desde 150 a 350 mm Las grietas presentan superficies ligeramente rugosas, con una abertura mayor de 1mm, las que en algunos casos pueden llegar hasta 5mm, generalmente son grietas limpias, variando desde discontinuas, onduladas y rugosas hasta planas y lisas. Regularmente estas grietas no están rellenas y cuando existe relleno es material de meteorización de la dunita, en muchos casos con carbonato de calcio con alto grado de consolidación. La presencia de agua en las grietas, por lo general es poca, es conveniente significar que existen zonas, donde la afluencia de agua es considerable, por ejemplo en algunos tramos de las galerías 13 y 15, según se constató en los recorridos realizados por estas excavaciones. Mina El Cobre. Para el análisis de este macizo rocoso fue estudiado todo el sector de la mina El Cobre, donde se midieron 786 grietas en 42 estaciones de mediciones, se usaron también 466 mediciones realizadas por otros autores (Joao, 1998; Cartaya, 2000; Mondejar); en el trabajo se muestran los resultados de algunas de las excavaciones analizadas. En este macizo aparecen de dos a tres sistemas de grietas principales, más algunas grietas aleatorias o complementarias. La distancia promedio entre las grietas es de 300 a 500 mm, estas son continuas, planas y rugosas y su grado de alteración es moderado, la abertura de las grietas está en el rango de 2 a 5 mm y las mismas están rellenas con material arcilloso poco consolidado, la humedad es baja y sólo se logra humedecer las paredes, aunque en algunos tramos aislados se manifiesta en forma de goteo constante. Túneles del trasvase de Mayarí. Teniendo en cuenta la gran extensión que tienen estas obras y la gran variedad de tipos de rocas, por las que los túneles fueron laboreados, se hizo un análisis por separado en cada tramo o túnel que se laborea en este macizo rocoso. Se midieron 978 grietas en 42 estaciones, también se utilizaron 739 mediciones realizadas por otros autores (Cartaya, 2000; Lovaina, 2000). 17 �En este macizo podemos apreciar la existencia de tres sistemas de grietas, más algunas grietas aleatorias, la distancia entre estas grietas es de 100 a 300m como promedio, las mismas se clasifican en grietas continuas, onduladas y rugosas y están rellenas con partículas arcillosas consolidadas, las paredes están ligeramente alteradas, la afluencia de agua es muy baja, excepto en algunos tramos donde el caudal es elevado, las aberturas tienen un ancho de 2 a 6mm. Túneles populares de Holguín. En este macizo rocoso fueron estudiados varios túneles: túnel de ciencias médicas, túnel de Caguayo y el túnel de Fundición, en los cuales se siguió el mismo procedimiento, que en los macizos analizados anteriormente. En estos se realizaron 1349 mediciones de grietas en 153 estaciones de mediciones, utilizando también 879 mediciones realizadas por otros autores (Acosta, 1996; Cuesta, 1996; Mondejar, 2001). En este túnel se pueden encontrar de dos a tres sistemas de grietas principales, así como algunas grietas complementarias, la distancia promedio entre las grietas es de 100 a 500 mm, las grietas se clasifican como continuas, planas y rugosas o lisas y las mismas tienen una abertura de 1,30 a 4,5 mm estando rellenas con material arcilloso, el grado de alteración es moderado y el de humedad es bajo o casi nulo y solo en las épocas de lluvias se convierte en un flujo constante. Túnel hidrotécnico de Las Tunas. Para hacer una valoración lo más detallada posible de cada uno de los parámetros o índices que caracterizan el agrietamiento en este macizo, se realizaron las mediciones en los dos tramos que forman este túnel. Aquí se midieron 689 grietas en 78 estaciones de medición. Este macizo se caracteriza por tener bien definido tres sistemas de grietas, la distancia promedio que existe entre ellas es de 150 a 300 mm, las mismas se caracterizan por ser continuas, planas y rugosas, las aberturas son menores de 5 mm y están rellenas con material arcilloso, sus paredes son blandas y en cuanto a la humedad podemos decir que esta es media y se manifiesta en forma de goteo constante. Túneles populares de Guantánamo. En este macizo rocoso fueron analizados varios túneles, los cuales durante sus análisis presentaban características muy similares, en cuanto al agrietamiento y otros factores que lo caracterizan. Para estos túneles se realizaron 1367 mediciones en 126 estaciones de medición. De manera general podemos decir, que en estos macizos se puede apreciar dos sistemas de grietas bien definidos, con los cuales se encuentran asociadas algunas grietas aleatorias o complementarias. El espacio entre las grietas es de aproximadamente 200 a 300 mm, las mismas son continuas, planas y lisas y en algunos casos onduladas y lisas. La abertura de las grietas es de 0,2 a 5mm, estas aberturas están rellenas con material desintegrado o poco consolidado, como el talco, yeso, arcilla entre otros, la humedad es muy baja y en algunos casos llega a ser nula. Túneles populares de Moa. Los túneles de Moa se encuentran ubicados en el macizo ofiolítico de la región Oriental de nuestro país, en estos se midieron 2174 grietas en 104 estaciones de medición. 18 �En este macizo aparecen de tres a cuatros sistemas de grietas y algunas grietas aleatorias, aunque en algunos tramos aparece un agrietamiento caótico con intercalaciones de milonitas, el espaciamiento entre las grietas varía de 100 a 500 mm, las grietas son discontinuas, con una ligera rugosidad, la abertura está en el rango de 0,8 a 5mm. Estas aberturas están rellenas con material arcilloso. La humedad es muy baja y solo en algunos tramos aparece en forma de goteo. Mina Amores. Para el análisis de este macizo rocoso se dividió el socavón en tres tramos, donde se midieron 351 grietas en 23 estaciones de mediciones. En este macizo se definen cuatro sistemas de grietas más algunas grietas complementarias, el espaciamiento entre las grietas está en el rango de 200 a 300 mm, en este tramo las grietas son continuas, onduladas y rugosas a lisas, el relleno es de material arcilloso, el espacio de las aberturas de las grietas es menor de 5mm y la humedad o flujo de agua es nulo. Los resultados obtenidos del estudio del agrietamiento para los diferentes macizos rocosos, se muestran en las tablas de la 1 a la 8 del anexo, donde se señala el valor promedio de cada parámetro determinado. El análisis estadístico se realizó a partir del criterio de lograr una confiabilidad en los resultados obtenidos por encima del 85%. II. 6 Determinación de la bloquicidad en los macizos estudiados Para la determinación de la bloquicidad en cada macizo rocoso estudiado, se parte del análisis del agrietamiento, de la existencia de fallas, de los planos de estratificación y de otros defectos estructurales, que influyen en la valoración del tamaño, forma y disposición espacial de los bloques, al igual que en el comportamiento del macizo. Palmstrφm,1986 y 1995. Hoek and Brawn, 1980, 1995 y 1999. Para llevar a cabo este proceso, se utilizaron varios métodos, los cuales están basados en diferentes factores, que caracterizan al macizo. Para determinar el tamaño y forma de los bloques en cada macizo, según los análisis estadísticos se realizaron de 15 a 25 determinaciones para lograr una confiabilidad mayor del 85%. Los resultados de la valoración de la bloquicidad, para los macizos estudiados se muestran en las tablas de la 9 a la 16 del anexo. En ellas se señala el valor promedio de los resultados obtenidos por cada método y su variación. Teniendo en cuenta el análisis realizado y los resultados de cada método se obtiene que en los macizos ofiolíticos y sedimentarios, para la determinación del volumen de los bloques se debe utilizar el método a partir del número de grietas, en tanto que para la determinación de la forma y dimensiones de los bloques, se debe emplear el método que se basa en la relación de la distancia entre las grietas y para la formación El Cobre, el método que se debe de utilizar es la determinación del volumen de los bloques a partir del número de grietas. II.7 Análisis del grado de deterioro de los macizos rocosos Para la valoración del grado de deterioro de los macizos rocosos son empleados numerosos criterios, los que se basan en diferentes parámetros; como por ejemplo: grado de decoloración, grado de descomposición química y física, en la relación roca – suelo (los que pueden ser obtenidos mediante 19 �observaciones visuales), pérdida de resistencia de la roca, disminución de su módulo de elasticidad, incremento de la porosidad, humedad y variación del índice de calidad de las rocas RQD; (los que son obtenidos por la realización de trabajos experimentales).(Barton N. 1985, Kilic R. 1995, Bieniawski.1967. Almaguer, 2001). Para el estudio del proceso de deterioro en primer término se realizaron observaciones visuales que permitieron realizar la descripción del macizo rocoso, así como de las características de las rocas que rodean las excavaciones. II.8 Análisis de las condiciones de estabilidad en los macizos rocosos estudiados Para la evaluación de la estabilidad de las excavaciones de las obras objeto de estudio se emplearon cuatro de las clasificaciones más difundidas en el mundo y en nuestro país: • Clasificación de Deere, que se basa en la determinación de un índice de calidad de las rocas el RQD. • Clasificación que se basa en el RMR ( Rock Mass Rating) propuesto por Bieniawski (versión corregida de 1979) (Bieniawski, 1979; Moreno, 1998). • Clasificación del Instituto Noruego de Geotecnia, que se basa en el sistema Q de Barton, Lien y Lunde de 1974 y está basada en seis parámetros (Barton, 1974 y Vallejo, 1998). • Clasificación basada en el índice S propuesto por Bulichev (Blanco,1998; Martínez Silva, 2000). Al analizar diferentes trabajos de evaluación de la estabilidad realizados en algunos de los macizos de la Región Oriental de nuestro país por otros investigadores (Falero,1997; Cartaya, 1996, 2000,2001; Ugalde, 2000; Mondejar, 2001) se obtuvo que: para los análisis fueron divididas las excavaciones en tramos con características litológicas similares, a partir de este criterio, se puede observar que en algunas zonas, no es posible dar un criterio de estabilidad debido a la variación de los resultados obtenidos por cada una de las metodologías mencionadas. Por ejemplo para la mina Las Merceditas la diferencia de los resultados del RMR y de Q varían en un amplio rango, esto implica que no se pueda realizar una caracterización del comportamiento de la estabilidad del conjunto macizo excavación, ocurriendo así para otras obras. Utilizando algunos de los resultados de los trabajos mencionados anteriormente y otros obtenidos por el autor y usando una combinación de los métodos de muestreo estratigráfico, grupal e intencional se dividieron las excavaciones según tramos litológicos y se evalúo la estabilidad para cada tramo por separado lo que permitió establecer un criterio de estabilidad de las excavaciones. Ver tablas de la 17 a la 40 del anexo, donde se ofrecen los resultados promedios y la variación según análisis estadísticos. Como la evaluación de la estabilidad se realizó por cuatro de las metodologías existentes se hace necesario conocer si los resultados obtenidos son diferentes estadísticamente, para esto se utilizó el test de 20 �la F de Fisher, para poder determinar sí existen diferencias entre las medias obtenidas en los diferentes métodos con un nivel de significación de 0,05 (Bluman, 1995). El procesamiento de los datos arrojó que los resultados obtenidos de los métodos son diferentes estadísticamente en algunas de las obras estudiadas. El procesamiento estadístico se realizó con la ayuda del programa Microsoft Excel. Para determinar si hay diferencia significativa en la clasificación de las rocas a través de los diferentes métodos, se le asignó un código a cada clasificación, para poder aplicar un análisis de varianza de clasificación doble que permita determinar si hay diferencias entre las clasificaciones de las rocas. Codificación usada: Roca Muy Buena 1, Roca Buena 2, Roca Media 3, Roca Mala 4, Roca Muy Mala 5. De los resultados del análisis de varianza realizado para las excavaciones laboreadas en los macizos estudiados se deduce que existen diferencias significativas en la clasificación de las rocas obtenida por las diferentes metodologías y que la calidad de las rocas difieren significativamente tanto para las filas (metodologías) como para las columnas (tramos), las probabilidades son menores que el 5% (nivel de significación que se usa generalmente). De los resultados obtenidos por el análisis de varianza, se recomienda que para evaluar la estabilidad de las obras en los macizos ofiolíticos, se puede utilizar la clasificación de Bieniawski, para las excavaciones laboreadas en el macizo El Cobre, se puede utilizar cualquiera de las clasificaciones propuestas y para los túneles populares laboreados en el macizo de rocas sedimentarias de la provincia de Guantánamo, se recomienda que se puede utilizar cualquiera de las clasificaciones propuestas excepto la de Barton. II.9 Conclusiones Se hace un estudio detallado de las propiedades físico - mecánicas de las rocas, y en los casos que se considera necesario se realiza por el autor, estudios adicionales de estas propiedades, y de otras que anteriormente no habían sido determinadas en estos macizos (Dureza y Abrasividad). El estudio del agrietamiento se debe realizar por tramos litológicos iguales, con una longitud de 9 a 25 m y el método utilizado para el muestreo es la combinación del estratigráfico con el intencional y el grupal. Para la valoración de la bloquicidad en los macizos ofiolíticos y en el macizo de rocas sedimentarias se debe de emplear el método basado en el número de grietas y el método basado en la relación que existe entre la distancia de las grietas, y para el macizo de la formación El Cobre, se debe de emplear el método basado en el número de grietas, para los macizos ofiolíticos y el macizo de la formación el cobre el deterioro se comporta entre bajo y moderado y para el macizo de rocas sedimentarias es alto. El comportamiento de la estabilidad para las excavaciones laboreadas en el complejo ofilítico es de buena a mala, en correspondencia con el tramo que se analice. Por su parte las laboreadas en la formación El Cobre se clasifican de buenas a media y para el macizo de rocas sedimentarias la estabilidad de las rocas se clasifica de media a mala. CAPITULO III. DETERMINACIÓN DEL MÉTODO MÁS ADECUADO DE ARRANQUE DE LA ROCA EN CADA MACIZO ESTUDIADO III.1 Análisis de las clasificaciones de excavabilidad más utilizadas en la actualidad para la elección del método de arranque de la roca 21 �Las clasificaciones de excavabilidad que más se emplean en la actualidad son: (Abdullatif y Crudden, 1983; Bell,1987; Franklin, 1971, 1997; Kirsten, 1982; Louis, 1974; Romana, 1981, 1997, 1994; López, 1997, 1999). • Clasificación propuesta por Abdullatif y Crudden, basada en la utilización de los valores del índice (RMR) propuesto por Bieniawski y los valores del índice (Q) propuesto por Barton, ver figura 1 del anexo. • Clasificación propuesta por Franklin, que se basa en los valores del espaciamiento entre las grietas (Eg) y los valores de la resistencia a la compresión simple de las rocas (Rc), ver figura 2 del anexo. • Clasificación propuesta por Louis, basada en los valores del (RQD) propuesto por Deere y los valores de la resistencia a compresión simple de la roca (Rc) en (Mpa), ver figura 3 del anexo. • Clasificación propuesta por Kirsten, basada en la determinación de un índice de excavabilidad (N), el que se determina por la expresión que se muestra a continuación y la utilización de la tabla 1. N = Rc( RQD jr )( ) js jn ja Donde: Rc - resistencia a la compresión de las rocas, Jn - cantidad de sistemas de grietas, Jr - rugosidad de las grietas, Ja - grado de alteración de la roca y Js - resistencia estructural del macizo. Tabla 1. Clasificación propuesta por Kirsten. Método de excavación (N) Escarificación fácil 1 – 10 Escarificación difícil 10 – 100 Escarificación muy difícil 100 – 1000 Prevoladura o voladura 1000 – 10 000 Voladura > 10 000 • Clasificación propuesta por Romana Ruiz, la que se basa en los valores del (RQD) propuesto por Deere y los valores de la resistencia a compresión simple de las rocas (Rc) en (Mpa), así como en una clasificación de los terrenos respecto a la excavabilidad mecánica en túneles ver figura 4 del anexo y tabla 2. Tabla 2. Clasificación de los terrenos respecto a la excavabilidad. Zonas Topos Fn >25 tn A Posible? B Adecuado C Adecuado D Adecuado E Posible F G - Rozadoras Fn < 25 tn P > 80 tn Posible? Posible? Adecuado Adecuado Adecuado Adecuado Posible Adecuado - Martillo 80 >P>50 tn 50 >P>30 tn escarificador Adecuado Adecuado Posible Posible? Adecuado Adecuado Posible? Adecuado Adecuado Adecuado Posible Posible? Pala Traílla Posible? Posible? Adecuado 22 �• Clasificación propuesta por Hadjigeorgiou y Scoble, la que se basa en la determinación de un índice de excavabilidad del macizo rocoso, mediante la utilización de la expresión que se muestra a continuación, y la tabla 3. IE = ( Is + Bs)W × Js Donde: Is - Resistencia bajo carga puntual, Bs - Tamaño de bloque, W - Grado de alteración del macizo rocoso y Js – Índice de disposición estructural relativa. Tabla 3. Valoración de la excavabilidad de los macizos rocosos en función de los valores del índice de excavabilidad, propuesto por Hadjigeorgiou y Scoble. Clases I II III IV V • Facilidad de excavación Muy fácil Fácil Difícil Índice de excavabilidad Menor de 20 20 – 30 30 – 45 Muy difícil 45 – 55 Voladura Mayor de 55 Clasificación propuesta por Scoble y Muftuoglu, la que se basa en la determinación de un índice de excavabilidad del macizo rocoso, mediante la utilización de la expresión que se muestra a continuación y la tabla 4. IE = W + S + J + B Donde: W - Grado de alteración del macizo rocoso, determinado en las paredes de las excavaciones, S Resistencia de la compresión simple, J - Distancia entre grietas, B – Potencia de los estratos. Tabla 4. Valoración de la excavabilidad de los macizos rocosos en función de los valores del índice de excavabilidad, propuesto por Scoble y Muftuoglu. Clase Facilidad de excavación Índice de excavabilidad I Muy fácil Menor de 40 II Fácil 40 – 50 III Moderadamente difícil 50 – 60 IV Difícil 60 –70 V Muy difícil 70 –95 VI Extremadamente difícil 95 –100 VII Marginal sin voladura Mayor de 100 III. 2 Análisis de la aplicación de las clasificaciones de excavabilidad en los macizos estudiados El empleo de las clasificaciones de excavabilidad, resulta en cualquier caso insuficiente para fundamentar la adecuada elección del método de arranque, aunque en ocasiones su empleo puede permitir obtener criterios preliminares al respecto. A continuación se hace un análisis de los resultados obtenidos de la aplicación de estas clasificaciones en los macizos estudiados. Macizos ofiolíticos. Se analizaron las características geo – estructurales de los macizos rocosos donde se ubican las obras objeto de estudio y que pertenecen a este tipo de macizo: mina Las Merceditas, túneles del trasvase de Mayarí, túneles populares de Holguín, túnel hidrotécnico de Las Tunas, túneles populares del municipio 23 �de Moa y la mina Amores, también se tuvo en cuenta los parámetros en los que se basa cada clasificación de excavabilidad. • Abdullatif y Crudden, no es recomendable emplearla en este tipo de macizo, ya que presenta una series de limitaciones: Los valores del RMR son estimados y no existe una adecuación correcta del sistema Q, no se tiene en cuenta el valor de la resistencia del macizo, siendo usado el valor de la resistencia lineal de las rocas, siendo este factor uno de lo que mayor influencia tiene en el proceso de destrucción y por consiguiente en el arranque de las rocas. • La propuesta por Franklin, es muy limitada, debido a que en ella el autor propone voladura para las rocas, a partir de valores del RQD alto y una resistencia muy baja y en este macizo estos parámetros no se comportan de esta forma, lo que se debe a que la resistencia no varía con facilidad, por el bajo índice de deterioro que ellos presentan, además el agrietamiento, que en la mayoría de los casos es considerable afecta los valores del RQD, no se considera la resistencia del macizo. • La clasificación propuesta por Louis, presenta las siguientes limitantes: En esta clasificación se propone utilizar los valores de la resistencia de las rocas, cuando lo correcto sería emplear los valores estimados de la resistencia del macizo que es mucho más confiable y que en este caso permite valorar mejor el comportamiento real de estos durante el proceso de arranque, además no se realiza un análisis de las maquinarias, lo que impide en caso de que el método de arranque sea mecánico valorar el campo de aplicación de estas, independientemente que el límite para su aplicación asignado en esta clasificación es muy bajo lo que no está en correspondencia con la realidad de la tecnología ni de este macizo. • La clasificación propuesta por Kirsten presenta las siguientes limitaciones: Estos macizos generalmente se encuentran muy agrietados, por lo que este parámetro juega un papel muy importante en el proceso de laboreo de las excavaciones y en la determinación de su dirección, siendo este último un factor que en esta clasificación no se tiene en cuenta con un nivel de ponderación adecuado, además no se valora el grado de humedad de las rocas, la que en algunos sectores de estos macizos es considerable y no se realiza un análisis que permita definir el tipo de maquinaria a emplear en caso de que el arranque se realice con métodos mecánicos, lo que en algunos casos o sectores es posible. • La clasificación de Romana, no tiene en cuenta factores importantes tales como: la humedad de las rocas, la que en algunos sectores es considerable, por lo que tiene determinado grado de influencia en el proceso de arranque, en esta clasificación independientemente que se valora el agrietamiento del macizo, por la forma de manifestación del mismo y el rol que este juega en este proceso se considera que el estudio es insuficiente. • La clasificación propuesta por Hadjigeorgiou y Scoble, no se puede aplicar con una buena exactitud en los resultados, dado el hecho de que teniendo en cuenta las características del 24 �agrietamiento en estos macizos, la que en la mayoría de los casos es muy compleja, se hace muy difícil establecer cual es la dirección correcta para el ataque de la roca, además la valoración del grado de meteorización tampoco se manifiesta con claridad, lo que provoca una mayor dificultad en la valoración de este parámetro, se propone utilizar como uno de los factores básicos la resistencia de las rocas bajo carga puntual, cuando lo correcto sería utilizar los valores de la resistencia del macizo que son mucho más confiables y no se considera la capacidad tecnológica de la maquinaria que se emplea para el arranque de la roca, que en estos momentos es muy amplia y que se puede adaptar con facilidad a estos macizos. • La clasificación propuesta por Scoble y Muftuoglu, presenta limitaciones muy parecidas a la clasificación anterior, ya que en las diferentes zonas estudiadas el macizo no se manifiesta de forma estratificada, además no se realiza una valoración detallada del agrietamiento, siendo este otro de los parámetros que mayor influencia tiene en el comportamiento mecánico - estructural de este macizo. Macizo de la formación El Cobre. Se realizó un estudio en todo el sector de la mina El Cobre con el objetivo de conocer su comportamiento mecánico – estructural y poder tener un criterio de valoración, que nos permitiese definir como se adecuan estas clasificaciones a este comportamiento. • La clasificación propuesta por Abdullatif y Crudden, no es recomendable emplearla en este macizo. Los valores de los parámetros en los que esta se basa son estimados y para este tipo de macizo estos factores varían considerablemente en correspondencia con las características del tramo analizado, por lo que se puede decir que no existe una adecuación correcta del sistema Q, en este macizo, otro de los parámetros que mayor influencia tienen en el arranque es su resistencia y el agrietamiento y ninguno de los dos parámetros se tiene en cuenta como cuestión básica en la clasificación. • Según los análisis de la clasificación propuesta por Franklin, se obtiene que su aplicación en este macizo es muy limitada, debido a que en ella el autor propone voladura para las rocas, a partir de valores del RQD alto y una resistencia muy baja, lo que en este macizo no se comporta de esta forma. • La clasificación propuesta por Louis presenta las siguientes limitaciones: Se propone utilizar los valores de la resistencia de las rocas, cuando lo correcto sería emplear los valores estimados del macizo que es mucho más confiable y que en este caso permite valorar mejor el comportamiento durante el proceso de arranque, no se tiene en cuenta la humedad de las rocas, la que en algunos sectores se manifiesta con bastante intensidad afectando de esta forma la resistencia del macizo, siendo este otro de los parámetros que mayor influencia tiene en el proceso de arranque de la roca. • La clasificación de excavabilidad propuesta por Kirsten tiene también limitaciones, que se relacionan con el comportamiento geo – estructural de este macizo. El agrietamiento en este 25 �macizo se comporta con determinado grado de intensidad en algunos sectores lo que provoca que el mismo esté muy fragmentado, influyendo considerablemente en el proceso de arranque y en esta clasificación esto no se tiene en cuenta, otro factor que limita la aplicación de esta clasificación es que no se valora el grado de humedad de las rocas y este es otro de los parámetros de este macizo que mayor influencia tiene en el proceso. • La clasificación de Romana, también se considera que presenta limitaciones, entre ellas: se propone utilizar los valores de resistencia de las rocas, cuando lo correcto sería emplear los valores estimados del macizo que en este caso es mucho más confiable y que permite valorar con mayor exactitud el comportamiento real del macizo, no se tiene en cuenta la humedad de las rocas, la que en algunos sectores es considerable, lo que provoca que la resistencia varíe en determinada magnitud, por lo que este es otro de los parámetros de este macizo que mayor influencia tiene en el proceso. • La clasificación propuesta por Hadjigeorgiou y Scoble, también presenta limitaciones. En este macizo teniendo en cuenta las características del agrietamiento, el que se comporta con determinado grado de intensidad en algunos sectores y en otros no, lo que provoca que la bloquicidad como uno de los parámetros básicos de esta clasificación y que mayor influencia tiene en el proceso de arranque, varíe considerablemente lo que atenta contra la efectividad del proceso. • La clasificación propuesta por Scoble y Muftuoglu, presenta limitaciones muy parecidas a la clasificación anterior; Este macizo no se manifiesta de forma estratificada, el grado de alteración se recomienda valorarlo en las paredes de las excavaciones, lo que es muy difícil de analizar, por el hecho de que este proceso en este macizo no se manifiesta con claridad o la magnitud con que el mismo influye en el comportamiento de la roca es muy baja, no se realiza una valoración detallada del agrietamiento, siendo este otro de los parámetros que mayor influencia tiene en el comportamiento mecánico - estructural del macizo. Macizo de rocas sedimentarias. Se realizó un estudio de las características geo – estructurales del mismo, el que se llevó a cabo a través del análisis de este comportamiento en varios túneles que se construyen en esta región. • La clasificación propuesta por Abdullatif y Crudden, basada en los valores de Q y del RMR, presenta algunas limitaciones por lo que no es recomendable emplearla en este tipo de macizo. En este caso uno de los parámetros que mayor influencia tiene en el arranque de la roca es la resistencia y esta no se tiene en cuenta como cuestión básica en la clasificación, tampoco se realiza un análisis que permita definir el tipo de maquinaria a emplear en caso de que el arranque se realice con métodos mecánicos, lo que teniendo en cuenta las características geo – estructurales del macizo es muy evidente su utilización, no se tiene en cuenta la estratificación del macizo, la bloquicidad ni el grado de deterioro de las rocas. 26 �• Según los análisis de la clasificación propuesta por Franklin, se obtiene que su aplicación en este macizo es muy limitada, debido a que en ella no se realiza un análisis que permita definir el tipo de maquinaria a emplear en caso de que el arranque se realice con métodos mecánicos, lo que teniendo en cuenta las características geo – estructurales del macizo es muy evidente, no se tiene en cuenta la estratificación del macizo, la bloquicidad, la humedad, ni el grado de deterioro de las rocas. • Al igual que la anterior clasificación, la propuesta por Louis tampoco se puede utilizar en este macizo; no se tiene en cuenta la humedad de las rocas, la que en algunos sectores se manifiesta con bastante intensidad afectando de esta forma la resistencia, no se realiza una valoración de la estratificación, la bloquicidad ni el grado de deterioro, que son los parámetros que realmente controlan el comportamiento de este macizo. • La clasificación de excavabilidad propuesta por Kirsten tiene también limitaciones; no se valora el grado de humedad de las rocas el que afecta considerablemente las características de resistencia del macizo, no se tiene en cuenta la estratificación, la bloquicidad ni el grado de deterioro de las rocas, siendo estos los elementos que mayor influencia tienen en el proceso de arranque, tampoco se realiza un análisis que permita definir el tipo de maquinaria a emplear en caso de que el arranque se realice con métodos mecánicos, lo que teniendo en cuenta las características geo – estructurales del macizo es muy evidente. • La clasificación de Romana, presenta limitaciones, no se tiene en cuenta la humedad de las rocas la que en algunos sectores es considerable, lo que provoca que la resistencia varíe en determinada magnitud, no se realiza una valoración de la estratificación, la bloquicidad ni el grado de deterioro, que son los parámetros que realmente controlan el comportamiento del macizo. • La clasificación propuesta por Hadjigeorgiou y Scoble, también presenta algunas limitaciones. En este caso uno de los parámetros que mayor influencia tiene en el arranque es la resistencia del macizo y en esta clasificación no se tiene en cuenta como uno de los elementos básicos, no se realiza un análisis que permita definir el tipo de maquinaria a emplear en caso de que el arranque se realice con métodos mecánicos, lo que teniendo en cuenta las características geo – estructurales del macizo es muy evidente, no se tiene en cuenta la estratificación del macizo. • La clasificación propuesta por Scoble y Muftuoglu, presenta limitaciones muy parecidas a la clasificación anterior; no se valora el grado de humedad de las rocas el que afecta considerablemente las características de resistencia del macizo, no se tiene en cuenta dentro de sus parámetros básicos la bloquicidad, ni la dirección de los principales sistemas de diaclasas, siendo estos algunos de los elementos que mayor influencia tienen en el comportamiento geo – estructural y por consiguiente en el proceso de arranque, tampoco se realiza un análisis que 27 �permita definir el tipo de maquinaria a emplear en caso de que el arranque se realice con métodos mecánicos, lo que es muy evidente. Teniendo en cuenta los resultados de los análisis realizados anteriormente, para determinar cuáles son las clasificaciones de excavabilidad que más se adecuan a las características de cada uno de los macizos estudiados y poder contribuir con ello a la adecuada elección del método de arranque de las rocas en cada caso, se hace un estudio del historial sobre la efectividad de los métodos de arranque empleados en estas obras (durante 5 años), se tiene en cuenta las condiciones geo - estructurales de los macizos y la correspondencia de estas condiciones con los parámetros que sirven de base para el empleo de cada una de las clasificaciones de excavabilidad. III. 3 Indicaciones metodológicas para la elección del método de arranque de las rocas durante el laboreo de excavaciones horizontales de pequeña y mediana sección A partir de los estudios realizados y los resultados obtenidos, se propone un sistema de indicaciones metodológicas, que posibilitan con su empleo lograr una correcta fundamentación en la elección del método de arranque de la roca. Estas indicaciones se pueden resumir en lo siguiente: 1. Análisis de las características ingeniero- técnicas de la obra. 2. Caracterización geomecánica del macizo. 3. Determinación del grado de bloquicidad del macizo. 4. Evaluación de la estabilidad del macizo. 1. Análisis de las características ingeniero - técnicas de la obra. La valoración de las características ingeniero – técnicas de la obra, se debe de realizar con el objetivo de conocer los diferentes factores que influyen en el proceso de arranque de la roca. Se debe de analizar su forma y dimensiones, para poder determinar las características de los instrumentos de corte en la maquinaria de excavación, de forma tal que estos se adecuen a estas secciones, en el caso de que el proceso se realice con métodos mecánicos, si lo que se usa es voladura esto permite valorar la correcta ubicación de los barrenos según el contorno deseado, se puede valorar la profundidad de los barrenos y determinar que correspondencia existe entre el tamaño de las excavaciones y el tamaño de los bloques; se debe valorar la profundidad y lugar de ubicación de la excavación en el macizo, lo que permite tener en cuenta la influencia de las direcciones de los principales sistemas de grietas, en la dirección de laboreo de esta, pudiendo definir con esto el lugar más adecuado al respecto. Se debe realizar un análisis para conocer el grado de influencia de excavaciones vecinas ó de obras de superficie, en caso de que estas existan, para conocer el comportamiento del macizo y por consiguiente de las excavaciones que se vayan a laborear. 2. Caracterización geomecánica del macizo. Para ello se deben ponderar más las propiedades y características que influyen en la definición del método de arranque a emplear, dentro de las que tenemos: Valoración de las características geológicas e hidrogeológicas del macizo. 28 �Para valorar las características geológicas del macizo, se debe hacer un estudio o evaluación de la región, que permita conocer el origen o génesis de este, los afloramientos o diferentes topos de rocas que lo integran, las diferentes estructuras, los elementos de yacencia de estas estructuras, se debe realizar un análisis de los fósiles para conocer la edad de las rocas y las características de estas. Hay que hacer fundamental énfasis en el deterioro del macizo provocado por los diferentes agentes de interperismo y como influye este proceso en el comportamiento de las propiedades y en el proceso de arranque de las rocas. En cuanto a las características hidrogeológicas, hay que conocer: Las principales direcciones de movimiento de las aguas, tanto superficiales como subterráneas, la profundidad de estas y su gradiente, la cantidad de horizontes acuíferos, sus características y conocer si se comunican entre sí, además el tipo de roca donde se forman estos acuíferos. Determinación y valoración de las propiedades físico – mecánicas de las rocas. La valoración de las propiedades físico – mecánica de las rocas, se debe realizar a partir de la determinación de las propiedades que sean de interés o necesario su conocimiento para llevar a cabo la investigación, para ello se debe realizar el análisis de los trabajos realizados para macizos similares y en el caso de que las propiedades sean determinadas por el propio investigador, se debe realizar la toma de muestras a partir de un estudio para la determinación del número de muestras que hay que tomar en condiciones naturales y que se establece en el diseño de experimentos, posteriormente se determinarán sus propiedades, mediante ensayos de laboratorio o en condiciones naturales (in situ). La determinación de las propiedades se debe de realizar cumpliendo rigurosamente los requisitos de las diferentes metodologías existentes al respecto y en los laboratorios que reúnan las condiciones exigidas, todo esto con el objetivo de obtener los resultados con el grado de confiabilidad requerido. En este aspecto se considera que se debe prestar fundamental interés a las siguientes propiedades: Resistencia del macizo, abrasividad, dureza, fortaleza porosidad y presencia de agua en las rocas. Análisis del comportamiento mecánico – estructural del macizo. Se debe realizar una valoración de los aspectos que caracterizan el agrietamiento y que mayor influencia tienen en el proceso de arranque de la roca (Cantidad de sistemas de grietas, distancia entre las grietas, ancho, relleno y características de estas, dirección de los principales sistemas, así como la existencia de grietas complementarias), este análisis se debe realizar a partir de la utilización del método geológico en excavaciones de exploración, el análisis de muestras de sondeo, los métodos geofísicos u otro de los métodos empleados al efecto. En caso de que el método empleado sea el geológico, el macizo se debe dividir en tramos con características litológicas similares de 10 a 25m de longitud, logrando con esto una elevada representatividad en el estudio, aquí se debe realizar un estudio de todos los parámetros que caracterizan al agrietamiento y que influyen en el proceso de arranque. Si el método empleado es el geofísico, se debe realizar un análisis que permita determinar cuales son las zonas de mayor o menor agrietamiento dentro 29 �de un área determinada, generalmente los métodos que más se emplean son los sísmicos y fundamentalmente la variante de reflexión y refracción, este consiste en que en una zona determinada se realiza una excitación y se mide como varía la velocidad de las ondas longitudinales y transversales, a partir de lo cual se valora el agrietamiento. Cuando se emplean los testigos de sondeo, se debe realizar una elección muy cuidadosa del testigo, mediante el cual se determinan los diferentes sistemas de grietas así como la distancia entre ellas, de forma tal que no se cofundan las grietas relacionadas con la génesis del macizo y las originadas por el proceso de perforación, este método tiene el inconveniente que no se puede determinar las direcciones de los principales sistemas de grietas. Para realizar también el análisis del comportamiento mecánico – estructural del macizo se debe realizar un estudio de sus características de resistencia, como se pronostican estas y la construcción y valoración del pasaporte de resistencia. 3. Determinación del grado de bloquicidad del macizo. Para la determinación de la bloquicidad del macizo, se deben analizar los diferentes métodos existentes al respecto y utilizar aquellos que más se adecuan a las características geo - estructurales del macizo estudiado. Para lograr todo este análisis se debe hacer un estudio detallado del agrietamiento del macizo, ya que el mismo en la mayoría de los casos constituye la base para valorar la bloquicidad, se debe de analizar también la disposición estructural de los bloques y su influencia en el proceso de arranque de las rocas. Dentro de los métodos que se deben de emplear están: El método para determinar el volumen del bloque a partir de la frecuencia de las grietas (Na), este se basa en analizar un área de observación, tiene en cuenta también la longitud de las grietas y su correspondencia con el área de observación; El método para determinar el volumen del bloque a partir del número de grietas por m3, este se basa en la distancia de las grietas de cada familia y el numero de grietas aleatorias; El método para la clasificación del volumen de los bloques relacionado con el tamaño de la partícula (método de Palmstrom) y se debe de determinar el tipo y forma de los bloques teniendo en cuenta la distancia entre las grietas de cada familia. 4. Evaluación de la estabilidad del macizo. La estabilidad del macizo se puede evaluar por diferentes vías a partir de las condiciones mecánico y geo - estructurales del macizo y del equipamiento con que se cuente para ello. Para tal fin se pueden emplear algunas de las denominadas clasificaciones geomecánicas, como la de Bieniawski, Barton, Palmstrφm, Laubescher y Bulichev, entre otras, también pueden ser utilizados criterios basados en los desplazamientos que sufre el macizo o en la formación de zonas de rocas destruidas alrededor de las excavaciones. En todos los casos se deben evaluar los métodos que se empleen y realizar el análisis estadístico de los resultados obtenidos con estos. Para el análisis de la estabilidad se debe de dividir el macizo en tramos con similitud en cuanto a sus características litológicas, expresando de esta forma los resultados de la estabilidad para cada uno de los tramos analizados. Para el caso de que en la zona de estudio existan excavaciones subterráneas, el análisis se puede realizar tanto por la evaluación de la estabilidad de estas obras ó el análisis de los testigos de 30 �sondeo, cuando se utilizan las excavaciones existentes se debe de prestar una especial atención a la valoración del grado de deterioro de las rocas de forma tal que se pueda tener un criterio del nivel de afectación que experimenta la estabilidad del macizo por este factor, también hay que tener en cuenta que en el tramo analizado si existen inclusiones de otros tipos de rocas esto puede influir en la estabilidad; Cuando el análisis se realiza mediante testigos de sondeo hay que tener en cuenta que el número de parámetros que se pueden evaluar es muy limitado y que existen otros que no se pueden valorar por este método y que influyen de manera decisiva en la estabilidad, por lo que se estima que por esta vía los resultados obtenidos no son muy confiables. III.4 Impacto socio – económico Los resultados obtenidos en el presente trabajo permiten fundamentar de forma adecuada y con suficiente rigor científico – técnico la elección del método de arranque de la roca durante el laboreo de excavaciones horizontales, lo que sin duda tiene un significativo impacto socio – económico. En la actualidad, en nuestro país, en muchos casos se emplea, a priori, el método de voladura para el arranque de la roca, en condiciones, en que puede emplearse otra opción, lo que trae consigo un peor contorneado de la excavación, una mayor afectación a la integridad del macizo y condiciones más difíciles para el sostenimiento que se emplee, todo esto conduce al aumento de los costos y una disminución en el nivel de confianza del personal que labora o se protege en estas obras. Otro aspecto a tener en cuenta es que para poder implementar las indicaciones metodológicas propuestas, surge la necesidad de elevar el nivel de los recursos humanos. En los resultados de este trabajo se introducen elementos que no son del dominio del personal que está vinculado directamente a la producción, por lo que este debe ser capacitado. El trabajo representa una continuidad al conocimiento, por el hecho de que se aporta un sistema de indicaciones metodológicas, que permiten determinar el método de arranque en otros macizos con similitud en sus características. En nuestro país aun queda una gran cantidad de obras que no han sido analizadas pero que presentan un determinado grado de semejanza, en cuanto a la geología, geomecánica, condiciones constructivas entre otras, lo que permitiría el empleo en ellas de estas indicaciones. III.5 Conclusiones Se hace una valoración crítica de las clasificaciones de excavabilidad más conocidas, donde se fundamentan sus insuficiencias, que limitan su empleo, para que por sí solas puedan ser empleadas para elegir en forma fundamentada el método de arranque de la roca, se define para cada tipo de macizo rocoso y obras estudiadas, cuales de estas clasificaciones, son factibles de empleo en el marco de contribuir con una adecuada elección del método de arranque de la roca. Se propone un sistema de indicaciones metodológicas que permite garantizar una adecuada y fundamentada elección del método de arranque de la roca. 31 �CONCLUSIONES Se define para cada tipo de macizo rocoso estudiado, cuáles son los métodos para determinar la bloquicidad que se deben emplear: Para macizos ofiolíticos y macizos de rocas sedimentarias, se debe emplear el método basado en el número de grietas y el método basado en la relación entre la distancia entre grietas y para el macizo de la formación El Cobre, el método basado en el número de grietas. Se valora la estabilidad de los macizos por varios métodos y se define estadísticamente a partir de los resultados obtenidos, cual método es el más adecuado en cada caso: Para el macizo ofiolítico, el método de Bieniawski, para el macizo de la formación El cobre, el método de Bieniawski, el de Bulichev y el de Barton y para el macizo de rocas sedimentarias, el método de Bieniawski y el de Bulichev. Se fundamenta el hecho de que ningunas de las clasificaciones de excavabilidad existentes, por sí sola, permite elegir en forma adecuada y fundamentada el método de arranque de la roca, no obstante se estima que ellas pueden ser utilizadas en estudios que se hagan con ese objetivo. Por ello se define cuales de estas clasificaciones son factibles de usar en cada tipo de macizo rocoso estudiado. Se propone un sistema de indicaciones metodológicas, que posibilita con su empleo, lograr una correcta fundamentación en la elección del método de arranque de la roca. RECOMENDACIONES. Aplicar el sistema de indicaciones metodológicas obtenido, para realizar la elección del método más adecuado de arranque de la roca durante el laboreo de excavaciones subterráneas de pequeña y medianas sección en el resto del país. Valorar el desarrollo de un trabajo similar, pero orientado a los trabajos en canteras. 32 �REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS 1. 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Socavón - 1 Espacios entre grietas,(m). 0,1 – 0,5 Sistemas de grietas 3 Rugosidad de las grietas Rugosas Alteración de las grietas Ligera alteración Humedad de las grietas Nula Resultados de algunas Galerías estudiadas. Galería - 4 Galería - 6 Galería -13 0,16 – 0,5 0,25 – 0,3 0,12 – 0,25 3 3 3 Rugosas Rugosas Rugosas Ligera alteración Ligera alteración Alteradas Nula Nula Media Galerí 0,1 – 3 Rugo Alter Ba Tabla 2. Resumen de los resultados de los parámetros que caracterizan el agrietamiento del macizo rocoso donde se ubica la mina El Cobre. Parámetros o índices. Espacios entre grietas,(m). Sistemas de grietas Rugosidad de las grietas Alteración de las grietas Humedad de las grietas Resultados de algunas galerías estudiadas. Galería principal Galería de subnivel Galería de ventilación 0,3 – 0,5 0,2 – 0,4 0,22 - 0,27 2 3 3 Rugosas Rugosas Rugosas Moderada Ligera alteración Ligera alteración Nula Nula Media Tabla 3. Resumen de los resultados de los parámetros que caracterizan el agrietamiento del macizo rocoso donde se ubican los túneles del trasvase de Mayarí. Parámetros o índices. Sectores estudiados. Túnel de Seboruquito Túnel Enmedio – Túnel Guayabo – Túnel Gu – Esperanza. Guayabo. Pontezuelo. Manac Espacios entre grietas,(m). 0,2 – 0,24 0,15 – 0,3 0,1 - 0,25 0,2 – 0 Sistemas de grietas 3 3 3 3 Rugosidad de las grietas Lisas Rugosas Lisas Rugosa Alteración de las grietas Ligera alteración Ligera alteración Ligera alteración Ligera alter Humedad de las grietas Nula Baja Baja Nulo - B Tabla 4. Resumen de los resultados de los parámetros que caracterizan el agrietamiento del macizo rocoso donde se ubican los túneles populares de Holguín. Parámetros o índices. Túnel de ciencias médicas Espacios entre grietas,(m). 0,15 – 0,2 Sistemas de grietas 2 Rugosidad de las grietas Lisas Alteración de las grietas Ligera alteración Humedad de las grietas Nula Túneles estudiados. Túnel de Caguayo 0,12 – 0,2 3 Rugosas Ligera alteración Baja Túnel de Fundición 0,1 – 0,5 3 Lisas Ligera alteración Baja 40 �Tabla 5. Resumen de los resultados de los parámetros que caracterizan el agrietamiento del macizo rocoso donde se ubica el túnel hidrotécnico de Las Tunas. Parámetros o índices. Espacios entre grietas,(m). Sistemas de grietas Rugosidad de las grietas Alteración de las grietas Humedad de las grietas Túnel estudiado. Tramo - 1 0,1 - 0,2 3 Rugosas Ligera alteración Media Tramo - 2 0,15 - 0,3 3 Rugosas Ligera alteración Media Tabla 6. Resumen de los resultados de los parámetros que caracterizan el agrietamiento del macizo rocoso donde se ubican los túneles populares de Guantánamo. Parámetros o índices. Espacios entre grietas,(m). Sistemas de grietas Rugosidad de las grietas Alteración de las grietas Humedad de las grietas Túnel - 1 0, 1 – 0,3 2 Lisas Alteradas Nula Túneles estudiados. Túnel - 2 0, 15 – 0,5 1 Lisas Alteradas Nula Túnel - 3 0, 2 – 0,3 2 Lisas Alteradas Nula Tabla 7. Resumen de los resultados de los parámetros que caracterizan el agrietamiento del macizo rocoso donde se ubican los túneles populares de Moa. Parámetros o índices. Túnel del CAME. Espacios entre grietas,(m). Sistemas de grietas Rugosidad de las grietas Alteración de las grietas Humedad de las grietas 0,15 – 0,5 3 Lisas Ligera alteración Baja Túneles estudiados. Túnel de Túnel Empresa Mantenimiento Comandante E. Che Constructivo. Guevara. 0,1 – 0,35 0,1 – 0,5 4 3 Rugosas Rugosas Ligera alteración Ligera alteración Baja Baja Túnel Empresa Mecánica del Níquel. 0,15 – 0, 25 4 Rugosas Ligera alteración Nula Tabla 8. Resumen de los resultados de los parámetros que caracterizan el agrietamiento del macizo rocoso donde se ubica la mina Amores. Parámetros o índices. Espacios entre grietas,(m). Sistemas de grietas Rugosidad de las grietas Alteración de las grietas Humedad de las grietas Tramo - 1 0,22 – 0,25 4 Rugosas Ligera alteración Nula Tramos estudiados Tramo - 2 0,25 – 0,3 4 Rugosas - Lisas Ligera alteración Baja Tramo - 3 0,2 – 0,3 3-4 Lisas Ligera alteración Baja 41 �Tabla 9. Resultados de la valoración de la bloquicidad para el macizo rocoso donde se ubica la mina Las Merceditas. Mina Merceditas. Socavón Principal Galería – 4 Galería – 6 Galeria – 13 Galeria – 15 Volumen de los Bloques a partir de la frecuencia de grietas. 0,39 – 0,96 m3 A; % Volumen de los Bloques a partir del número de grietas. A; % 20,7 0,2 – 1,03 m3 25,31 Resultados. Volumen de los Bloques a partir del tamaño de las partículas 0,29 – 1,18 m3 0,33 – 0,96 m3 0,30 – 0,46 m3 0,31 – 0,55 m3 0,29 – 0,66 m3 18 21 19,77 19,8 0,4 – 0,8 m3 0,27 – 0,65 m3 0,29 – 0,63 m3 0,28 – 0,4 m3 18,04 22,4 19,3 27,45 0,31 – 0,78 m3 0,39 – 0,5 m3 0,3 – 0,58 m3 0,27 – 0,33 m3 A; % F 19 Blo 20,12 15,09 23,06 18,54 Blo Blo Blo Blo Tabla 10. Resultados de la valoración de la bloquicidad para el macizo rocoso donde se ubica la mina El Cobre. Mina El Cobre. Volumen de los Bloques a partir de la frecuencia de grietas. Galería principal 0,26 – 0,66 m3 Galería de subnivel 0,4 – 0,57 m3 Galería de ventilación 0,5 – 0,58 m3 A; % 27,4 26 19,9 Volumen de los Bloques a partir del número de grietas. 0,46 – 0,67 m3 0,36 – 0,57 m3 0,3 – 0,61m3 Resultados. A; % Volumen de los Bloques a partir del tamaño de las partículas 16,4 0,37 – 0,58 m3 13,03 0,3 – 0,47 m3 21,8 0,3 – 0,45 m3 A; % 25,01 26,4 20,18 F B B B Tabla 11. Resultados de la valoración de la bloquicidad para el macizo rocoso donde se ubican los túneles del trasvase de Mayarí. Túneles de Mayarí. Túnel de Seboruquito – Esperanza. Túnel Enmedio – Guayabo. Túnel Guayabo – Pontesuelo Túnel Guaro Manacal. Volumen de los Bloques a partir de la frecuencia de grietas. 0,39 – 0,89 m3 A; % Volumen de los Bloques a partir del número de grietas. 29,5 0,4 – 1,05 m3 Resultados. A; % Volumen de los Bloques a partir del tamaño de las partículas 32,1 0,4 – 1,33 m3 A; % For parti 23,6 E 0,31 – 0,80 m3 23,05 0,27 – 0,98 m3 20,3 0,33 – 0, 953 m3 17 0,3 – 0,73 m3 19,88 0,24 – 0,89 m3 19,09 0,3 – 0,95 m3 16,53 20,33 3 0,26 – 0,75 0,33 – 0,80 m E E 21,24 0,31 – 0,78 19,7 E 42 �Tabla 12. Resultados de la valoración de la bloquicidad para el macizo rocoso donde se ubican los túneles populares de Holguín. Túneles de Holguín. Túnel de ciencias médicas Túnel de Caguayo Túnel de Fundición Volumen de los Bloques a partir de la frecuencia de grietas. 0,5 – 0,96 m3 A; % Volumen de los Bloques a partir del número de grietas. 25,03 0,66 – 1,05 m3 Resultados. A; % Volumen de los Bloques a partir del tamaño de las partículas 21,4 0,42 – 0,67 m3 0,4 – 0,84 m3 31,19 0,31 – 0,97 m3 23,03 0,4 – 0,77 m3 23,5 0,54 – 0,96 m3 14,5 0,26 – 0,89 m3 16,2 0,54 – 0,87 m3 19,05 A; % Fo par 19 Tabla 13. Resultados de la valoración de la bloquicidad para el macizo rocoso donde se ubica el túnel hidrotécnico de Las Tunas. Túnel de Las Tunas. Tramo - 1 Tramo - 2 Volumen de los Bloques a partir de la frecuencia de grietas. 0,3 – 0,83 m3 0,29 – 0,68 m3 A; % Volumen de los Bloques a partir del número de grietas. 26 19,88 0,34 – 0,79 m3 0,30 – 0,67 m3 Resultados. Volumen de los Bloques a partir del tamaño de las partículas 24,01 0,35 – 0,68 m3 27,6 0,27 – 0,55 m3 A; % A; % Form 27 21,4 Bloqu Bloqu Tabla 14. Resultados de la valoración de la bloquicidad para el macizo rocoso donde se ubican los túneles populares de Guantánamo. Túneles de Guantánamo. Túnel - 1 Túnel - 2 Túnel - 3 Volumen de los Bloques a partir de la frecuencia de grietas. 0,3 – 0, 87 m3 0,43– 1,07 m3 0,31– 0,9 m3 A; % Volumen de los Bloques a partir del número de grietas. 17,5 23,45 27,05 0,38 – 1,01m3 0,4 – 1,33 m3 0,38 – 1,05 m3 Resultados. Volumen de los Bloques a partir del tamaño de las partículas 18,99 0,32 – 1,01 m3 26,2 0,39 – 1,35 m3 24,02 0,34 – 1,01 m3 A; % A; % Form 18,9 18,4 21,53 Bl 43 Bl �Tabla 15. Resultados de la valoración de la bloquicidad para el macizo rocoso donde se ubican los túneles populares de Moa. Túneles de Moa. Volumen de los A; % Bloques a partir de la frecuencia de grietas. Volumen de los Bloques a partir del número de grietas. Resultados. A; % Volumen de los Bloques a partir d tamaño de las partículas 19,2 0,3 – 1,0 m3 Túnel del CAME. 0,34 – 0,89 m3 29,03 0,32 – 0,9 m3 Túnel Mantenimiento Constructivo. Túnel Empresa Comandante E. Che Guevara. Túnel Empresa Mecánica del Níquel. 0,23 – 0,62 m3 18,35 0,2 – 0,5 m3 21,45 0,2 – 0,5 m3 0,34 – 0,59 m3 20,66 0,36 – 0,59 m3 28,07 0,27 – 0,48 m3 0,2 – 0,54 m3 25,19 0,22 – 0,4 m3 21,3 0,3 – 0,4 m3 Tabla 16. Resultados de la valoración de la bloquicidad para el macizo rocoso donde se ubica la mina Amores. Mina Amores Tramo - 1 Tramo - 2 Tramo - 3 Volumen de los Bloques a partir de la frecuencia de grietas. 0,30 – 0, 87 m3 0,43– 0,87 m3 0,31– 0,9 m3 A; % Volumen de los Bloques a partir del número de grietas. A; % 19,5 23,45 21,05 0,33 – 086m3 0,3 – 0,76 m3 0,45 – 0,897 m3 16,88 23,7 20,06 Resultados. Volumen de los Bloques a partir del tamaño de las partículas 0,32 – 0,89 m3 0,39 – 0,85 m3 0,37 – 0,97 m3 A; % 17,91 Bloqu 25,04 Bloqu 21,53 Bloqu Tabla 17. Resultados de la evaluación de la estabilidad en la mina Las Merceditas, a partir de la clasificación de Bieniawski. Rocas Cromita Dunita Microgabro Peridotita Peridotita serpentinizada Según RQD Espacio Condiciones Existencia Ajuste RMR entre de las grietas de aguas grietas A,% Clasificación 13 8 20 10 -2 49 0,75 Media 17 13 20 10 8 10 10 10 20 10 7 15 -2 -2 -2 45 36 63 1,2 2,36 0,17 Media Mala Buena 17 8 10 10 -2 43 0,95 Media Form 44 �Tabla 18. Resultados de la evaluación de la estabilidad en la mina Las Merceditas, a partir de la Q de Barton. Rocas Cromita Dunita Microgabro Peridotita Peridotita serpentinizada RQD Jn Ja Jw SRF Q A,% Clasificación 71 12 2 4 1 2,5 4,72 0,89 Media 86 65 98 12 12 9 2 4 2 3 3 4 1 1 1 2,5 2,5 5 4,32 1,62 108 2,23 1,06 0,31 Media Mala Buena 81 12 4 3 1 2,5 2,02 1,63 Mala Jr Tabla 19. Resultados de la evaluación de la estabilidad en la mina Las Merceditas, según Bulichev. Rocas Cromita Dunita Microgabro Peridotita Peridotita serpentinizada Km Kn Kt Kw Kr Ka Kα f 7,6 12 1 1 7,8 7,7 8,5 12 12 9 1 1 1 8 12 1 A,% Clasificación 4 2 1 6,4 1,35 Media 1 1 1 3 3 4 2 4 2 1 1 1 7 6,8 0,31 7,77 3,73 1,16 8 15,04 0,97 Buena Media Buena 1 3 4 1 6,2 Media S 2 3 3,05 Tabla 20. Resultados de la evaluación de la estabilidad en la mina El Cobre, a partir de la clasificación de Bieniawski. Según RQD Rocas Tobas de diferentes granulometría Porfiritas andesiticas Tobas de granos medios Tobas andesiticas Espacio Condiciones Existencia A,% Clasificación entre de las grietas de aguas Ajuste RMR grietas 17 10 20 15 -2 60 0,70 Buena 20 10 20 15 -2 63 1,58 Buena 20 10 10 15 -2 53 1,29 Media 17 10 10 10 -2 45 1,52 Media Tabla 21. Resultados de la evaluación de la estabilidad en la mina El Cobre, a partir de la Q de Barton. Rocas RQD Jn Ja Jr Jw SRF Q A,% Clasificación Tobas de diferentes granulometría Porfiritas andesiticas Tobas de granos medios Tobas andesiticas 99,1 97,7 93,67 88,57 4 4 4 4 2 2 1 1 3 3 1 1 1 1 1 0,66 2,5 2,5 2,5 2,5 14,8 14,6 9,36 5,64 1,34 1,98 0,91 0,65 Buena Buena Media Media 45 �Tabla 22. Resultados de la evaluación de la estabilidad en la mina El Cobre, según Bulichev. Rocas Km Kn Kt Kw Kr Tobas de diferentes granulometría Porfiritas andesiticas Tobas de granos medios Tobas andesiticas 9,1 4 1 8,66 1 1 4 9 3 4,9 10 1,5 Ka Kα f A,% Clasificación S 1 3 2 1 7,2 24,56 3,01 Buena 3 1 1 2 2 2 2 2 2 1 1 1 6,54 9,30 1,98 6,05 2,01 0,09 5,65 1,13 0,06 Buena Media Media Tabla 23. Resultados de la evaluación de la estabilidad en los túneles del trasvase de Mayarí, a partir de la clasificación de Bieniawski. Según RQD Rocas Calizas Arcillosas Estratificadas, formación Bitirí. Formación Camazan. Complejo Ultramáfico Brechas de Gabros. Espacio Condiciones Existencia Ajuste RMR entre de las grietas de aguas grietas A,% Clasificación 17 10 20 15 -2 60 0,13 Media 20 10 20 15 -2 63 0,32 Buena 20 10 20 10 -2 58 0,09 Media 17 10 10 10 -2 45 2,03 Media Tabla 24. Resultados de la evaluación de la estabilidad en los túneles del trasvase de Mayarí, a partir de la Q de Barton. Rocas RQD Jn Calizas Arcillosas Estratificadas, 92,2 12 formación Bitirí. Formación Camazan. 99,3 4 Complejo Ultramáfico 97,71 4 Brechas de Gabros. 82 6 Ja Jr Jw SRF 2 2 0,66 2,5 2,03 1,17 Mala 2 2 2 4 3 2 1 1 0,66 5 5 2,5 9,92 0,63 7,32 0,19 3,43 1,24 Media Media Mala Q A,% Clasificación Tabla 25. Resultados de la evaluación de la estabilidad para los túneles del trasvase de Mayarí, según Bulichev. Rocas Km Kn Kt Kw Kr Calizas Arcillosas Estratificadas, 9 12 formación Bitirí. Formación Camazan. 7,2 4 Complejo Ultramáfico 8,1 4 Brechas de Gabros. 9,3 6 Ka Kα f S A,% Clasificación 1 0,66 2 2 1 3,1 1,534 0,57 Media 1 1 4 1 1 3 2 0,66 2 2 2 2 1 1 1 3,2 11,52 0,66 2 6,075 2,19 1,7 0,86 1,04 Buena Buena Mala 46 �Tabla 26. Resultados de la evaluación de la estabilidad para los Túneles populares de Holguín, a partir de la clasificación de Bieniawski. Espacio RMR Condiciones Existencia Ajuste entre de las grietas de aguas grietas Según RQD Rocas Serpentinita de color verde grisáceo meteorizada Serpentinita de color verde oscuro Peridotita serpentinizada fresca de color verde oscuro A,% Clasificación 17 8 20 15 -2 58 1,05 Media 17 10 20 15 -2 60 0,37 Media 17 8 20 15 -2 58 0,06 Media Tabla 27. Resultados de la evaluación de la estabilidad para los Túneles populares de Holguín, a partir de la Q de Barton. Rocas RQD Jn Ja Jr 65 15 4 3 1 2,5 1,29 0,65 Mala 86 12 2 4 1 2,5 5,72 0,98 Media 65 12 2 3 1 2,5 3,25 2,6 Mala Serpentinita de color verde grisáceo meteorizada Serpentinita de color verde oscuro Peridotita serpentinizada fresca de color verde oscuro Jw SRF A,% Clasificación Q Tabla 28. Resultados de la evaluación de la estabilidad para los Túneles populares de Holguín, según Bulichev. Km Kn Kt Kw Kr Rocas Serpentinita de color verde 7,6 15 grisáceo meteorizada Serpentinita de color verde 8,3 12 oscuro Peridotita serpentinizada 7,9 12 fresca de color verde oscuro Ka Kα f S A,% Clasificación 0,3 2 1 3 4 1 1,5 0,91 Mala 1 1 4 2 1 5,56 7,68 0,77 Buena 1 1 3 2 1 7,1 Buena 7 2,62 Tabla 29. Resultados de la evaluación de la estabilidad para el túnel hidrotécnico de Las Tunas, a partir de la clasificación de Bieniawski. Rocas Según RQD Andesitas 20 Peridotitas 20 Espacio Condiciones de Existencia Ajuste RMR entre las grietas de aguas grietas 10 20 15 -2 63 8 20 15 -2 61 A,% Clasificación 0,09 Buena 0,13 Buena Tabla 30. Resultado de la evaluación de la estabilidad para el túnel hidrotécnico de Las Tunas, a partir de la Q de Barton. 47 �Rocas RQD Jn Ja Andesitas 98,5 12 8 Peridotitas 93,22 15 8 Jw SRF Q A,% Clasificación 1,5 1 5 0,30 0,9 Mala 1,5 1 5 0,232 1,33 Mala Jr Tabla 31. Resultados de la evaluación de la estabilidad para el túnel hidrotécnico de Las Tunas, según Bulichev. Km Kn Kt Kw Kr Ka Kα Andesitas 8,3 12 1 1 1,5 8 1 1,2 Peridotitas 9 15 1 1 1,5 8 1 1,3 Rocas f A,% Clasificación 0,15 0,67 Mala 0,145 0,51 Mala S Tabla 32. Resultados de la evaluación de la estabilidad para los túneles populares de Guantánamo, a partir de la clasificación de Bieniawski. Rocas Según RQD Margas Tufitas Calizas Tobáceas Areniscas de granos finos 20 17 Espacio Condiciones Existencia Ajuste RMR entre de las grietas de aguas grietas 10 10 15 -2 53 10 10 15 -2 50 A,% Clasificación 3,18 1,02 Media Media 13 10 10 15 -2 46 0,08 Media 13 10 10 15 -2 46 2,22 Media Tabla 33. Resultado de la evaluación de la estabilidad para los túneles populares de Guantánamo, a partir de la Q de Barton. Rocas RQD Jn Ja Jr Jw SRF Q A,% Clasificación Margas Tufitas Calizas Tobáceas Areniscas de granos finos 91 86 75 3 2 2 4 4 4 2 2 1,5 1 1 1 5 5 5 3 4,3 2,77 0,34 0.98 0,54 Mala Mala Mala 67 3 4 2 1 2,5 2,23 1,05 Mala Tabla 34. Resultados de la evaluación de la estabilidad para los túneles populares de Guantánamo, según Bulichev. Rocas Km Margas 8,3 Tufitas 7,35 Calizas Tobáceas 8,3 Areniscas de 7 granos finos Kn Kt Kw Kr Ka Kα 3 2 2 1 1 1 1 1 1 2 2 1,5 4 4 4 2 2 2 3 1 1 2 4 1,5 f S A,% Clasificación 1,3 0,9 0,23 2,5 2,3 0,75 1,73 1,35 2,07 Mala Media Media 2,3 Media 1,8 1,93 48 �Tabla 35. Resultados de la evaluación de la estabilidad para los Túneles populares de Moa, a partir de la clasificación de Bieniawski. Según RQD Rocas Serpentinita de color verde grisáceo meteorizada Serpentinita de color verde oscuro fresca Espacio Condiciones Existencia Ajuste RMR entre de las grietas de aguas grietas A,% Clasificación 13 10 20 10 -2 51 0,32 Media 13 10 25 15 -2 61 0,71 Buena Tabla 36. Resultado de la evaluación de la estabilidad para los Túneles populares de Moa, a partir de la Q de Barton. Rocas Serpentinita de color verde grisáceo meteorizada Serpentinita de color verde oscuro fresca RQD Jn Ja Jr 75 15 4 71 12 2 Jw SRF 3 1 5 3 1 2,5 Q A,% Clasificación 0,75 0,56 3,6 0,09 Muy Mala Mala Tabla 37. Resultados de la evaluación de la estabilidad para los Túneles populares de Moa, según Bulichev. Km Kn Kt Kw Kr Rocas Serpentinita de color verde grisáceo meteorizada Serpentinita de color verde oscuro fresca 8,1 15 9 12 Ka Kα f S A,% Clasificación 1 1 3 4 1 3,2 1,3 0,44 Media 1 1 3 2 1 4,1 4,5 0,69 Media Tabla 38. Resultados de la evaluación de la estabilidad en la mina Amores, a partir de la clasificación de Bieniawski. Rocas Harzburgitas Cromitas Dunitas Según RQD 20 20 17 Espacio Condiciones Existencia Ajuste RMR entre de las grietas de aguas grietas 10 20 15 -2 63 10 20 15 -2 63 10 10 10 -2 45 A,% Clasificación 0,97 1,03 0,18 Buena Buena Media Tabla 39. Resultados de la evaluación de la estabilidad en la mina Amores, a partir de la Q de Barton. Rocas RQD Jn Ja Harzburgitas Cromitas Dunitas 98,5 99,1 92,7 9 12 15 2 2 4 Jr 3 2 2 Jw SRF Q 1 1 1 5 2,5 2,5 3 3,3 1,23 S2 Clasificación Mala Mala Mala 49 �Tabla 40. Resultados de la evaluación de la estabilidad de la mina Amores, según Bulichev. Km Kn Kt Kw Kr Rocas Ka Kα f S Harzburgitas 9,1 9 1 1 3 2 1 4,27 6,5 Cromitas 9 12 1 1 2 2 1 6 4,5 7,5 15 2 1 2 4 1 6,3 0,78 Dunitas S2 Clasificación Estable Medianamente Estable Inestable Q 100 Voladura 50 10 Escarificación 5 1 Excavación 0.1 0.01 20 40 60 80 100 RMR Figura 1. Clasificación propuesta por Abdullatif y Crudden. Eg (m) Leyenda 2.0 IV I- Excavación con Pala II- Escarificación III- Voladura para aflojar IV- Voladura 0.6 III 0.2 0.06 II 0.02 I 0.006 1.25 5 12.5 50 100 200 Rc (MPa) 50 �Figura 2. Clasificación propuesta por Franklin. 100 10 20 30 40 50 300 600 1200 90 60 100 200 400 500 1000 1400 Rc (Kg/Cm2) Zonas: A – Explosivos. 90 80 A RQD (%) 70 B – Explosivos o Escarificación. B 60 50 C- Escarificación. C 40 D- Excavación con Pala. D 30 20 E 10 A A E- Excavación con Pala. A A A A Figura 3. Clasificación propuesta por Louis. 0.2 100 90 0.6 2.0 6.0 12 20 60 200 Rc (MPa) A E D C Excelente B Buena 75 RQD (%) Mediana 50 F Mala 25 G 0 Sueltos Transición Muy mala Roca muy Roca baja Roca Roca alta Roca muy alta Figura 4. Clasificación propuesta por Romana Ruiz. 51 � Dublin Core The Dublin Core metadata element set is common to all Omeka records, including items, files, and collections. For more information see, http://dublincore.org/documents/dces/. Title A name given to the resource Tesis Text A resource consisting primarily of words for reading. Examples include books, letters, dissertations, poems, newspapers, articles, archives of mailing lists. Note that facsimiles or images of texts are still of the genre Text. Dublin Core The Dublin Core metadata element set is common to all Omeka records, including items, files, and collections. For more information see, http://dublincore.org/documents/dces/. Title A name given to the resource Indicaciones metodológicas para la elección del método de arranque de las rocas durante el laboreo de excavaciones subterráneas horizontales de pequeña y mediana sección en Cuba Oriental Creator An entity primarily responsible for making the resource Rafael Rolando Noa Monjes Publisher An entity responsible for making the resource available Editorial Digital Universitaria de Moa Date A point or period of time associated with an event in the lifecycle of the resource 2003 Type The nature or genre of the resource Tesis doctoral https://repoedum.ismm.edu.cu/files/original/acf61a8c4163578c2069c44812e70cc7.pdf 7ecc3d9416a0bdc11092252913aa84da PDF Text Text TESIS Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, Estado Zulia, Venezuela Persis Dulce Milagros González Maza �Página legal Título de la obra: Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, Estado Zulia, Venezuela, 62 pp. Editorial Digital Universitaria de Moa, año.2015 -- ISBN: 1. Autor: Persis Dulce Milagros González Maza 2. Institución: Instituto Superior Minero Metalúrgico ¨ Dr. Antonio Núñez Jiménez¨ Edición: Lic. Liliana Rojas Hidalgo Corrección: Lic. Liliana Rojas Hidalgo Digitalización. Miguel Ángel Barrera Fernández Institución de los autores: ISMM ¨ Dr. Antonio Núñez Jiménez¨ Editorial Digital Universitaria de Moa, año 2015 La Editorial Digital Universitaria de Moa publica bajo licencia Creative Commons de tipo Reconocimiento No Comercial Sin Obra Derivada, se permite su copia y distribución por cualquier medio siempre que mantenga el reconocimiento de sus autores, no haga uso comercial de las obras y no realice ninguna modificación de ellas. La licencia completa puede consultarse en: http://creativecommons.org/licenses/by-nc-nd/2.5/ar/legalcode Editorial Digital Universitaria Instituto Superior Minero Metalúrgico Ave Calixto García Iñeguez # 75, Rpto Caribe Moa 83329, Holguín Cuba e-mail: edum@ismm.edu.cu Sitio Web: http://www.ismm.edu.cu/edum �Instituto Superior Minero Metalúrgico “Dr. Antonio Núñez Jiménez” Facultad de Geología y Minería Departamento de Geología Título: Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, Estado Zulia, Venezuela Tesis en opción al título académico de Máster en Geología Autora: Ing. Persis Dulce Milagros González Maza. Esp. Mayo, 2015 �Instituto Superior Minero Metalúrgico “Dr. Antonio Núñez Jiménez” Facultad de Geología y Minería Departamento de Geología Título: Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, Estado Zulia, Venezuela Tesis en opción al título académico de Máster en Geología Autora: Ing. Persis Dulce Milagros González Maza. Esp. Tutor: DrC. Gerardo Orozco Mayo, 2015 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. ÍNDICE Pág. INTRODUCCIÓN………………………………………………………………….…… 1 CAPÍTULO I- CARACTERÍSTICAS GEOLÓGICAS Y AMBIENTALES DEL ÁREA DE ESTUDIO............................................................................................. 1.1. Introducción..………………………………………………………..………..…. 1.2. Basamento teórico……………………………………………………….………. 1.2.1. Contaminantes……………………………………………………………. 1.2.2. Ciclo de metales pesados……………………………………………….. 1.2.3. Origen de los metales en el medio acuático…………………………… 1.2.4. Circulación de metales en ecosistemas estuariales…………………. 1.2.5. Interacción metal-sedimento……………………………………………. 1.2.6. Eutrofización……………………………………………………………… 1.2.7. Estuarios como ambiente adecuado para realizar estudios de contaminación…………………………………………………………………….. 1.3. Investigaciones precedentes……………………………………………………. 1.4. Aspectos geológicos regional…………………………………………………… 1.4.1. Marco fisiográfico…………………………………………………………. 1.4.2. Marco geológico estructural……………………………………………... 1.4.3. Aspectos geológicos locales…………………………………………….. 1.4.4. Marco sedimentológico actual…………………………………………… 1.4.5. Marco geológico ambiental por metales pesados…………………….. 8 8 8 9 10 12 13 15 17 17 20 30 30 31 31 32 32 CAPITULO II. METODOLOGÍA DE LA INVESTIGACIÓN………………………... 2.1. Introducción.………………………………………………………………………. 2.2. Metodología de la investigación utilizada para la realización del trabajo de investigación……………………………………………………………………… 2.2.1. Recopilación y análisis de la información existente sobre el tema en estudio…………………………………………………………....... 2.2.2. Levantamiento de información geológica y ambiental del área de estudio....…………………………………..………………………………. 2.2.3. Monitoreo de las muestras de sedimentos: Técnicas de monitoreo utilizadas…………………………………………………………………… 2.2.4. Análisis y determinaciones químicas: Método analítico e Instrumentos de medición……………………………………………….. 2.2.5. Análisis y determinaciones físicas: Método analítico e Instrumentos de medición……………………………………………….. 2.2.6. Cartografía geológica: mapas de distribución de elementos pesados 2.2.7. Evaluar los niveles de concentración de metales……………………. 34 34 CAPÍTULO III. RESULTADOS…………………………………………………….….. 3.1. Características geológicas ambientales del área de estudio……………….... 3.1.1. Factores Geológicos……………………………………………………….. 43 43 43 35 35 35 36 37 39 41 I �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. 3.1.2. Factores Humanos………………………………………………………..... 3.1.3. Descripción de los Sedimentos superficiales del área de estudio……. 3.2. Identificación de la variedad y concentraciones de elementos metálicos pesados existentes en los sedimentos del área de estudio y el factor de concentración…………………………………………………………………….... 3.2.1. Variedad de metales pesados y sus concentraciones…………………. 3.2.2. Elaborar mapas de distribución del contenido de los metales pesados contaminantes en sedimentos en el Campo Urdaneta de la cuenca del Lago de Maracaibo…………………………………………... 3.3. Evaluar los niveles de toxicidad que producen esos elementos….…………. CONCLUSIONES…………………………………………………………………….. RECOMENDACIONES………..…………………………………………………….. REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS………………………………………..…….… ANEXOS……………………………………………………………………………....... . 46 49 51 51 57 59 62 63 64 75 II �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. ÍNDICE DE FIGURAS Pág. Figura 1. El sistema biológico de los elementos para plantas terrestres (Glicofitas)…………………………………………………………………………….. Figura 2. Ciclo de metales entre los diferentes compartimientos de un ambiente estuarino………………………………………………………………..... Figura 3. Diagrama que representa un Sistema Natural Integral……………… Figura 4. Ubicación geográfica del Lago de Maracaibo, Estado Zulia Venezuela…………………………………………………………………………….. Figura 5. Metodología de trabajo empleada para el desarrollo de este estudio………………………………………………………………………………… Figura 6. Ubicación de los puntos muestreados en la zona de estudio………. 12 15 20 30 Figura 7. Espectrómetro de absorción atómica…………………………….......... 34 37 38 Figura 8. EstereomicroscopioZeiss, Discovery V12……………………………. 40 Figura 9. Mapa geológico de la Cuenca del Lago de Maracaibo………………. 44 Figura 10. Ríos que drenan a la Cuenca del Lago de Maracaibo……………… 45 Figura 11. Imagen Satelital del área de estudio que refleja factores antropogénicos y litogénico al 2001……………………………………………… 48 Figura 12. Gráfico de ladistribución granulométrica de los sedimentos superficiales de la zona de estudio……………………………………………….. Figura 13. Fotografía de la Muestra CU-1………………………………………… 50 51 Figura 14. Gráfico que muestra la comparación del resultado de As(Evaluado por EAA) vs valores de riesgo relativo (ER-L, NOOA)………………………… 54 Figura 15. Gráfico que muestra la comparación del resultado de Hg (Evaluado por EAA) vs Valores de Riesgo Relativo (ER-L y EM-L, NOOA)……………………………………………………………………………… 55 Figura 16. Mapa de Distribución del Metal Arsénico en el área de estudio……………………………………………………………………………… 58 Figura 17. Mapa de Distribución del Metal Mercurio en el área de estudio………………………………………………………………………………. 59 III �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. ÍNDICE DE TABLAS Pág. Tabla 1. Métodos analíticos empleados en la evaluación de los parámetros físicos y químicos en los sedimentos superficiales del Campo Urdaneta……………………………………………………………….. Tabla 3. Numeración y abertura de tamices………………………………… 35 36 40 Tabla 4. Límites máximos permisibles según la guía de calidad para metales (ppm)…………………………………………………………………... 42 Tabla 5. Resultados del tamizado……………………………………………. 49 Tabla 6. Metales presentes en la zona de estudio…………………………. 52 Tabla 2. Ubicación de los puntos muestreados…………………………….. Tabla 7. Comparación de la concentración de los metales obtenidos vs ER-L y EM-L NOOA (1995)…………………………………………………… Tabla 8. Grado de contaminación…………………………………………… Tabla 9. Grado de contaminación por Arsénico en el área de estudio….. Tabla 10. Grado de contaminación por Mercurio en el área de estudio... 53 60 60 60 IV �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. INTRODUCCIÓN El Lago de Maracaibo, punto de partida para la evaluación de la contaminación ambiental de esta investigación, ha sido tema de estudio en cuanto a la acción litogénica, así como la antropogénica durante las últimas décadas por cientos de científicos y organismos que pretenden proponer soluciones que mitiguen los efectos negativos que hemos venido generando sobre este fenómeno geológico. Es por ello que es necesario definir a través de una minuciosa revisión bibliográfica el tipo de estructura y/o ambiente geológico al que se referirá este trabajo, puesto que de ello dependerán las características que se le atribuyan para tal estudio. Basado en los procesos geológicos que durante más de 40 millones de años ha evolucionado la cuenca del Lago de Maracaibo, estos han dado origen a su vez diferentes aspectos geológicos a considerar dentro de su sistema. El Lago de Maracaibo es una gran depresión estructural rodeada de montañas, en la que confluyen diversos ríos, y se comunica con el Mar Caribe a través del Golfo de Venezuela, y con este último, mediante un estrecho de 40 km de largo, 5-7 km de ancho y 15 m de profundidad. Esta profundidad es consecuencia del dragado del canal de navegación, a través del cual penetra agua salina a este cuerpo de agua (Sutton, 1976), este gran fenómeno natural la ha permitido definir como un estuario. Término sustentado por las siguientes investigaciones: Según Marcovecchio et, al. (2013), en su publicación titulada Procesos Químicos en Estuarios expresa que la Zona Costera (ZC) es una región de transición entre los componentes marino y continental del planeta. Es ampliamente reconocida como uno de los más importantes elementos de la biosfera con una amplia diversidad de ambientes y recursos. Por su parte Carrasquel (2011) en su publicación el Lago de Maracaibo es un estuario, manifiesta que ―es el único de su tipo en el país, y como referencia mundial. Lo define como un bioma o ecosistema importantísimo para el desarrollo de diversas especies de vida. En esta misma publicación explica ¿por qué es un estuario?, definiendo la palabra estuario, la cual vino a nuestro vocabulario del latín, estuarium, que quiere decir 1 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. un área bajo las influencias de las mareas. Hoy en día la definición más usada es que un estuario es un área de la costa donde el agua dulce proveniente de la tierra se mezcla con el agua del mar. Observándose en estos lugares dos factores ambientales de gran importancia, las mareas, la cantidad y ritmo de flujo de agua dulce. Aquí los nutrientes de la tierra se mezclan en el estuario con flujo de las mareas (tidal water), resultando este lugar muy fértil y productivo. En este mismo sentido, Antoranz, et, al. (2001), en su investigación Tidal currents and mixing in the Lake Maracaibo estuarine system, dan lugar a la definición del Lago de Maracaibo como un estuario, tal como sigue, ―El sistema estuarino del Lago de Maracaibo es un sistema océano-lago oscila junto conectado a través de un parcialmente mezclado estuario. Finalmente, respecto a esta temática, Marcucci (2000) en el trabajo denominado ―Características de los estuarios de Venezuela y manejo ecológico de los sedimentos dragados‖, expone el Lago de Maracaibo como un sistema estuarino, tal como se muestra a continuación, "Los sistemas estuarinos de Venezuela, como los del mundo entero, representan zonas ideales de desarrollo, debido a la facilidad de acceso y a la presencia de agua dulce y de recursos pesqueros. Sus características de transición entre los medios continentales y marinos, así como la complejidad de los procesos físicos que allí ocurren son de gran interés para los hombres de ciencia. Adicionalmente, en el caso de Venezuela, la presencia o cercanía de recursos tal como el petróleo en el sistema estuarino del Lago de Maracaibo, proporciona importancia a estas zonas con respecto al transporte por vía acuática y a los problemas de sedimentación de las vías de navegación (ver anexo 1). Basado en lo anteriormente expuesto, la importancia de este estudio sobre este fenómeno geológico, radica, en que este tipo de ambiente constituye una de las áreas más perturbadas del planeta, donde la contaminación, la eutrofización, la industrialización, los desarrollos urbanos, la reclamación de tierras, la producción agrícola, la sobrepesca, entre otros factores, impactan de manera continua la sustentabilidad de este tipo de ambiente. 2 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. Así, el mayor reto que enfrenta la comunidad industrial y urbana hoy en día, es cómo administrar correctamente el uso de esta importante y vital área, de tal manera que las futuras generaciones puedan también disfrutar de sus recursos visuales, culturales, ambientales, energéticos y alimenticios. Una reciente evaluación de los impactos de la contaminación marina y costera desde fuentes terrestres, muestra que estos ambientes están en constante degradación y en muchos sitios se ha intensificado este problema (Vázquez et al., 2005). Tomando lo referido en este último aporte y tal como se evidencia en los países del mundo entero, son los problemas ambientales que dan lugar a la degradación y deterioro de sus cuencas hidrográficas. Ya que grandes cantidades de contaminantes se producen a diario sobre la superficie terrestre, ocasionando daños que podrían ser irreversible sobre el ambiente, es así como día a día la llamada industrialización va tomando más terreno en la naturaleza y a la propia humanidad, esta última cae irremediablemente víctima de su propio consumo, contaminando desproporcionalmente su hábitat y el de muchos seres vivos sobre la faz de la tierra. Muchos de los avances tecnológicos han llevado al hombre a la utilización de sustancias altamente contaminantes como lo son los metales pesados, es por ello que hoy en día existen diversas ciencias, herramientas y estrategias que permiten previamente identificar, valorizar y jerarquizar los impactos ambientales, así como el diseño de medidas de control, mitigación o corrección, necesarios en toda evaluación de impactos ambientales. La ubicación del Lago de Maracaibo ha sido propicia desde el punto de vista industrial ya que al borde de dicha cuenca se ubicaron las grandes industrias petroquímicas para el procesamiento del petróleo extraído en ella y en consecuencia, empezaron a desarrollarse de forma intensa otras industrias, de alimentos y construcción, como respuesta a una población en crecimiento que demandó mayores recursos y viviendas. De esta forma el litoral del lago se convirtió en lo que pudiera llamarse una ―herradura industrial‖. Aunado a todo lo anteriormente expuesto el Ministerio del Ambiente (1995), declaró que las fuentes de contaminación del Lago de Maracaibo, además de la salinidad creciente, son seis: 3 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela.  Residuos petroleros: ocasionados por derrames debidos a fallas en las tuberías y en las actividades de extracción y transporte de crudo.  Residuos petroquímicos: los cuales se generan en el área de El Tablazo, muchos de ellos de tipo eutroficantes o de acción tóxica y persistente, como fenoles, mercurio, compuestos fosfatados y nitrogenados.  Residuos orgánicos y fertilizantes: acarreados por los ríos y drenajes pluviales de las áreas agropecuarias de la región.  Descargas térmicas de ríos: como el Paraguachón y el Táchira, cuyas aguas son utilizadas para la producción de energía eléctrica.  Residuos líquidos industriales: los cuales van directamente al lago, provenientes de industrias localizadas en los márgenes y de otras que drenan sus despojos en los ríos de la hoya hidrográfica del lago.  Residuos líquidos domésticos: descargados directamente al lago o sobre sus tributarios. Demostrando con ello que las fuentes de contaminación, han actuado durante años, utilizado el lago como recipiente o almacén de desechos líquidos y sólidos, logrando con ello la progresiva y constante alteración del hábitat de este inmenso recurso, que no se podrá restaurar por procesos naturales a una velocidad superior a la del consumo por los seres humanos, es decir se ha convertido en un recurso no renovable. En el lago se producen diversos productos, como rubros alimenticios, materiales de construcción, extracción de minerales y recursos no renovables, entre otros, que ocasionan altos niveles de desechos con variados niveles de toxicidad, al mismo tiempo son cientos de fuentes hídricas que desembocan en este gran depósito de diversidad de contaminantes, así mismo se plantea que la problemática puede estar directamente responsabilizada por la carencia de conciencia de lo que significaba el medio ambiente y el riesgo de su contaminación, así como la necesidad de políticas tributarias y jurídicas que exigieran el respeto a la naturaleza, que involucra a entes productores públicos y privados, que durante décadas han llevado a cabo la extracción y/o producción de algún rubro comercial. 4 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. Como parte del medio ambiente contaminado por las actividades socioeconómicas en el Lago de Maracaibo y sus alrededores, se encuentran los sedimentos, a partir de la incorporación de los mismos elementos químicos y compuestos contaminantes nocivos, en concentraciones mayores de las habituales y con efectos adversos sobre algunos organismos, incluido el hombre. Tal es el caso de la contaminación que ha venido sufriendo el Lago de Maracaibo, específicamente el campo Urdaneta ubicado al oeste, el cual se ha visto afectado por los desechos/residuos, generados por el hombre o de génesis antropogénica, como los desechos de la industria química, petrolera, minera y los residuos urbanos/domésticos o sociales en general, por tanto, esta investigación aborda el estudio de la contaminación por metales pesados, a través de los niveles de peligrosidad/toxicidad; y, a su vez, la afectación que estos puedan llegar a causar sobre el medio. En este mismo sentido el Lago de Maracaibo, se constituye en el cuerpo de agua más grande del occidente de Venezuela y uno de los más grandes del continente americano, ubicado al noroeste del país, y específicamente el campo Urdaneta que constituye el área de estudio de la presente investigación, que a pesar de las diversas investigaciones producto del impacto a nivel mundial hasta el presente, los trabajos relacionados con las concentraciones de metales pesados en dicha área son escasos. El desconocimiento de la magnitud de la contaminación de los sedimentos del campo Urdaneta del Lago de Maracaibo por metales pesados, constituye el problema de la presente investigación, no hay suficiente información sobre la acumulación de los metales pesados en los sedimentos superficiales de dicha área, así como la proveniencia de los mismos y el riesgo que pudiera ocasionar la concentración de estos elementos químicos. Es importante el conocimiento de la contaminación por metales pesados en sedimentos en el campo Urdaneta de la cuenca del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela, con el propósito de identificar las concentraciones y distribución de los contaminantes y lograr establecer estrategias de acción para que organismos gubernamentales o no, logren implementar estrategias para minimizar los daños que se han producido sobre el Lago de Maracaibo. 5 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. Mediante el presente estudio se evaluara 16 metales pesados en el sedimento superficial del área Urdaneta del lago de Maracaibo, seis (6) de los cuales ya se tiene precedente en la cuenca: Cobre, Cadmio, Cromo, Plomo, Vanadio y Níquel, al mismo tiempo se evaluará la presencia de otros elementos como Mo, Se, Zn, As, Co, Mg, Be, Hg, Sb, Ti, sugeridos en la literatura de Galán (2008). El estudio comprende la determinación de sus niveles de concentración y distribución, mediante la toma de muestras de fondo del sedimento superficial para ser analizadas por medio del espectrofotómetro de absorción atómica. Esto con el propósito de identificar el riesgo que representa para la salud pública y el efecto en las cadenas alimenticias, es decir, el riesgo potencial (concentración perjudiciales) de los sedimentos de la zona de estudio, sobre el agua y los organismos de este ecosistema, tomando otras referencias de estudios previos para comparar la variabilidad o no de concentración y distribución de los metales presentes en las muestras, debido al tipo de actividad comercial/industrial, así como cantidad de asentamientos urbanos en las adyacencias del área de estudio. De manera que puedan proponerse algunas acciones para que sean tomadas en cuenta por los entes protectores del ambiente y que logren de esta manera mitigar dichos daños. En esta investigación, se definieron los siguientes elementos: Objeto: Los sedimentos superficiales del Campo Urdaneta. Campo de acción: La contaminación por metales pesados en los sedimentos del campo Urdaneta. Objetivos de la Investigación: Para llevar a cabo tal estudio fue necesario plantear los siguientes objetivos: Objetivo General: Determinar la contaminación por metales pesados en sedimentos en el campo Urdaneta de la cuenca del Lago de Maracaibo. Objetivos Específicos: 1. Evaluar las características geológicas ambientales del área de estudio. 6 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. 2. Identificar la variedad y concentraciones de elementos metálicos pesados existentes en los sedimentos del área de estudio y el factor de concentración. 3. Elaborar mapas de distribución del contenido de los metales pesados contaminantes en sedimentos en el campo Urdaneta de la cuenca del Lago de Maracaibo. 4. Evaluar los niveles de toxicidad que producen esos elementos. Hipótesis: si se identifica la variedad de elementos metálicos, se cuantifican sus concentraciones y se evalúan los niveles de toxicidad, es posible determinar el grado de contaminación por metales pesados en los sedimentos del campo Urdaneta del lago de Maracaibo.  Variables: Identificar la variedad de elementos metálicos, cuantificación de sus concentraciones, determinación de los factores de concentración, evaluación de los niveles de toxicidad.  Unidad de observación: Recomendar en función de los resultados, acciones que permitan mitigar la afectación del impacto ambiental.  Términos lógicos o relacionales: Contaminación del ambiente. 7 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. CAPÍTULO I. CARACTERÍSTICAS GEOLÓGICAS Y AMBIENTALES DEL ÁREA DE ESTUDIO 1.1. Introducción La contaminación de los sistemas costeros es uno de los problemas ambientales más frecuentes a escala mundial. Su origen puede ser atribuido a diferentes fuentes, entre las que destacan la operación de refinerías, la actividad de tanqueros, los derrames, y los aportes de desechos industriales que se originan en la costa o son transportados por corrientes y ríos. Entre los diferentes contaminantes, los hidrocarburos y metales pesados han sido de gran interés debido a su ubicuidad, concentración y toxicidad en los organismos de los ambientes costeros marinos (Sadiq 1992, Grant 2002). Tales elementos tienen lugar en el Lago de Maracaibo, donde se hace necesario el estudio de la contaminación por metales pesados en sedimentos en el campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. A continuación se presenta una serie de basamento teórico referente a la contaminación por metales pesados a nivel mundial, regional y local que aborda el área de estudio. 1.2. Basamento Teórico La presencia en los sedimentos de contaminaciones nocivas de algunos elementos químicos y compuestos (contaminantes) es un tipo especial de degradación que se denomina contaminación. El contaminante está siempre en concentraciones mayores de las habituales (anomalías) y en general tiene un efecto adverso sobre algunos organismos. Por su origen puede ser geogénico (procede de la roca madre, actividad volcánica o del lixiviado de mineralizaciones) o antropogénico (residuos peligroso derivados de actividades industriales, agrícola, mineras, entre otras, así como residuos sólidos urbanos), Galán (2008). Una intensa interacción de ambientes caracteriza a las zonas costeras del mundo y el balance de estas interacciones origina ecosistemas como son los estuarios y las lagunas costeras, con características ambientales únicas (clima, geomorfología, hidrología, circulación, procesos de mezcla), regidos a su vez por procesos físicos, químicos y biológicos de una muy alta dinámica. Tanto los mencionados procesos como 8 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. los propios ambientes costeros (lagunas y estuarios) están sujetos a cambios que varían ampliamente en escala geográfica, tiempo y duración, y que al combinarse crean sistemas biológicamente muy productivos, pero vulnerables a las presiones ambientales, tanto naturales como generadas por diversas actividades humanas. Los estuarios en la actualidad poseen una relevancia aún mayor en cuanto al desarrollo socioeconómico de la humanidad. Grandes civilizaciones e importantes ciudades se han fundado y han prosperado a la cercanía de un estuario. Los principales puertos del mundo se encuentran en estuarios. Ello no sólo se debe a sus condiciones de protección sino que a través de los ríos, los estuarios tienen una rápida llegada al interior del continente. Una de las formas más económicas de transporte de mercaderías es por agua, por lo tanto, aprovechar este recurso previo a la exportación de los bienes de un país es sólo una consecuencia lógica de su ubicación. La riqueza y diversidad de recursos presentes en los estuarios y en las lagunas costeras conllevan la correspondiente concentración de actividades y asentamientos humanos a lo largo de los litorales y estuarios en todo el mundo. Se estima que más de la mitad de la población humana (65%), vive en (o cerca de) las costas (Small, 2003), y a pesar de que la densidad varía ampliamente en las diferentes regiones del planeta, hay una tendencia general de la gente a moverse desde regiones continentales hacia las costas (Costanza, 1994). 1.2.1 Contaminantes Constituyen compuestos tóxicos los que causan inhibición o destrucción de la actividad biológica. La mayoría de estos materiales provienen de las descargas domésticas, prácticas agrícolas o de origen natural. Entre estos contaminantes se encuentran disolventes, detergentes, cianuros, metales pesados, ácidos minerales y orgánicos, colorantes, herbicidas, plaguicidas entre otros (Tebbutt, 1990). Entre los contaminantes habituales en los sistemas de agua superficiales pueden mencionarse: - Contaminantes no conservativos: Incluyen a la mayoría de sustancias orgánicas, algunas sustancias inorgánicas y muchos microorganismos, que se degradan por los procesos naturales de autopurificación, de tal forma que sus concentraciones se reducen con el tiempo. La descomposición de estos materiales depende de cada 9 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. contaminante en particular, de la calidad del medio receptor, de la temperatura y de otros factores ambientales. - Contaminantes conservativos: Incluyen sustancias inorgánicas que no son afectadas por los procesos naturales o de tratamientos de aguas, por lo que las concentraciones de estos contaminantes solo se pueden reducir por dilución. Su presencia en un sistema limita su uso. Un grupo que destaca en los sistemas acuáticos en general, principalmente por su efecto nocivo en todos los eslabones de la cadena trófica son los metales pesados, siendo unos de los más peligrosos por sus efectos el cadmio y el plomo. 1.2.2. Ciclo de metales pesados De los 89 elementos de origen natural solamente 10 (oxígeno, silicio, hierro, aluminio, calcio, potasio, sodio, magnesio, titanio, e hidrógeno) representan más del 99% del peso de la corteza de la Tierra. Los otros 79 (incluyendo los gases inertes) se conocen como ―elementos traza‖ (Navrátil, 2002). Para la clasificación moderna son aquellos cuyo contenido en la Tierra es aproximadamente 0,0001% o menos e incluso suele usarse como sinónimo del término metal pesado (Bashkin, 2002). En Geoquímica los elementos traza presentan una concentración en la corteza terrestre menor al 0,1% en peso (Navrátil, 2002). A pesar de su baja abundancia muchos elementos traza poseen implicancias substanciales a nivel químico y biológico en cualquier ecosistema acuático o terrestre natural; algunos son esenciales y requeridos como micro-nutrientes para la vida de las plantas, los animales o el Hombre (Soto-Jiménez, 2011; Bashkin, 2002); también tienen roles importantes en la economía, la ecología, la agricultura, la medicina, la toxicología, entre otros (Navrátil, 2002). El término ―metal pesado‖ ha recibido muchas definiciones a lo largo del tiempo, basadas en diferentes criterios tales como: densidad (ej.: mayor a 4 g/cm3, otros mayor o igual a 5 g/cm3, etc.), número atómico (ej.: los que tienen número mayor a 20), peso atómico (aquellos metales con un peso atómico alto, o con una alta masa atómica y que incluye particularmente a los metales de transición que son tóxicos y no pueden ser procesados por los organismos vivos), e incluso algunas propiedades químicas o la toxicidad. Existe una tendencia a asumir que los llamados ―metales pesados‖ 10 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. (denominándose asi al grupo de metales y metaloides) y sus compuestos están asociados con la contaminación y tienen propiedades potencialmente tóxicas o ecotóxicas (Duffus, 2002). De acuerdo a un reporte técnico de la Unión Internacional de Química Pura y Aplicada (IUPAC) la clave para evaluar la toxicidad potencial de los elementos metálicos y sus compuestos es comprender la biodisponibilidad, la cual depende de los parámetros biológicos y de las propiedades fisicoquímicas de tales elementos, de sus iones y sus compuestos (Duffus, 2002). Los metales, componentes naturales de los ambientes (Prego, 2003) se encuentran usualmente a bajas concentraciones y por ende no causan efectos deletéreos serios sobre la salud humana (Zhou et al. 2008) ni sobre la biota en general. Incluso a muy bajas concentraciones o disponibilidad para los organismos vivos puede indicar deficiencia de ciertos elementos traza con consecuencias negativas sobre la estructura y fisiología de los organismos. Los metales pueden ser agrupados de diferentes maneras. Se tomará la clasificación de Kennish (1998) y de Soto-Jiménez (2011), que considerando las siguientes categorías: - Metales de transición (ej. Cu, Co, Fe, Mn, Zn) incluyen aquellos elementos traza esenciales que se necesitan para realizar las funciones metabólicas vitales en lo organismos, siendo requeridos a bajas concentraciones, aunque se convierten en tóxicos a altas concentraciones. - Metaloides (semimetales) (Ag, As, Cd, Pb, Cr, Hg, Se, Sn) que incluyen los elementos traza no esenciales o no requeridos para las actividades metabólicas, es decir no tienen ninguna función biológica conocida, y que son tóxicos incluso a bajas concentraciones. En las células vegetales los elementos micronutrientes (Cu, Fe, Co, Mg, Mo, Ni y Zn) cumplen funciones esenciales para la biosíntesis, formación de ácidos nucleicos, substancias de crecimientos, clorofilas y metabolitos secundarios, carbohidratos y lípidos, como también para la resistencia al estrés (Appenroth, 2010). 11 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. 1.2.3. Origen de los metales en el medio acuático Los metales ingresan al ambiente acuático (ríos, estuarios, mares y océanos) a partir de procesos naturales o geogénicos (incluyendo la erosión y desgaste de rocas, lixiviado o lavado lento de suelos/rocas, sedimentación de unidades geológicas dentro de la cuenca, actividades volcánicas, emisiones hidrotermales del mar profundo o incendios forestales) y procesos antropogénicos (derivados de actividades humanas como desarrollo y crecimiento de centros urbanos, actividades agrícolas-ganaderas, hundimiento de residuos, accidentes de navegación, minería, refinerías-actividades petroleras asociadas, fundición de minerales, galvanoplastia y otras operaciones industriales), que llegan por medio del transporte atmosférico, descargas de ríos, escorrentías difusas, o vertidos directos (Salomón, 1984; Franca et al., 2005; Zhou et al., 2008; Du Laing et al., 2009b; Tijani et al, 2009; Viers et al 2009; Bai et al. 2011). Figura 1. El sistema biológico de los elementos para plantas terrestres (glicofitas). Fuente: Market (1994), tomado de Marcovecchio (2013). 12 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. Las rocas y los suelos son considerados la principal fuente natural de metales en el ambiente, metales están contenidos en la red cristalina mineral (litogénica) y pueden quedar libres por efecto de la meteorización (proceso sinérgico de desgaste mecánico y erosión química naturales). Cuanto menores sean los fragmentos mayor es la superficie disponible para el ataque químico y cuanto más débiles sean las uniones de los elementos trazas de las rocas es más común que formen minerales (Salomón, 1984). Las actividades humanas son usualmente mayores en aguas estuarinas y costeras como también en las cuencas fluviales, particularmente en aquellas localizadas cerca de asentamientos urbanos y actividades industriales (Kennish, 1998; Prego y CobeloGarcía, 2003; Franca et al., 2005; Reboreda, 2007; Du Laing et al., 2009b; Duarte et al., 2010). Se considera a los ríos como el principal vehículo de transporte del material rodado desde los continentes hacia los océanos, que incluye metales pesados y otros constituyentes químicos. Los ríos transportan estos materiales en forma disuelta y como sólidos (suspendidos y como carga del sedimento del lecho). La distribución relativa de los elementos entre las fases soluto y partículas depende de la partición y movilidad de los componentes químicos (metales) durante el desgaste y el transporte (Ip et al., 2007). Los mecanismos de transporte dependerán de la naturaleza y concentración del mineral, de la presencia de ligandos orgánicos en la fase de disolución, de la naturaleza y la cantidad de partículas minerales presentes (Viers et al., 2009) y de la cantidad de materia orgánicas presentes (Du Laing et al., 2009a). Los metales traza que están asociados con la materia orgánica son liberados durante el proceso de degradación de la misma (Martínez, 2001; Duarte et al., 2010). 1.2.4. Circulación de metales en ecosistemas estuariales Los estuarios son ambientes complejos y dinámicos (Ip et al., 2007), considerados únicos entre los sistemas acuáticos, que presentan cambios graduales en variables ambientales como la salinidad y variables biológicas, acoplados a un alto grado de turbidez lo que conduce a la deposición de fango en las zonas intermareales (Elliot, 2002). A la vez son ambientes seleccionados para el desarrollo y crecimiento de numerosas actividades humanas que generan en consecuencia aumento de la población (Prego, 2003), aumento de la demanda de alimentos, mayor uso de 13 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. fertilizantes, incremento de fábricas e industrias, entre otros, lo que hacen que dichos sistemas se tornen sensibles a la contaminación por metales entre otras sustancias inorgánicas y orgánicas (Botté et al 2007, Marcovecchio et al, 2010). Los principales responsables del ingreso de metales a los estuarios son la deposición atmosférica, los aportes fluviales (ríos, arroyos) y la descarga directa de efluentes, ya sea como metales disueltos o particulados (materia suspendida); y cuyos efectos iniciales se producen en la zona costera. Los metales traza disueltos pueden ser adsorbidos sobre óxidos metálicos (ej. óxidos de hierro o aluminio) o ser captados por los organismos (ingeridos con la dieta) (Borch et al, 2010). Como metales particulados, pueden depositarse a través de condiciones de anoxia en los sedimentos desde donde pueden ser liberados por disolución reductora, quedando entonces disponibles para la precipitación o el reciclaje (Benjamín 1992, Blasco et al. 2000). Numerosos estudios sobre el comportamiento de estos elementos químicos en estuarios muestran que los procesos, físicos, químicos, biológicos e hidrodinámicos que allí tienen lugar cumplen un papel fundamental y variable en relación con el flujo de metales desde la tierra hacia el mar (Martínez, 2001), como se puede apreciar en el diagrama de la Figura 2. Es aún tema de discusión saber con certeza cuán rápido los metales pueden acumularse en los organismos marinos o hasta dónde estás acumulaciones son reversibles. En este punto es importante conocer como se transportan los compuestos químicos sintéticos, se acumulan los elementos tóxicos en los sedimentos del fondo y su forma de ingresar en las cadenas tróficas pudiendo terminar finalmente en el hombre (Benjamín, 1992). Los metales, incluyendo aquellos que aparecen a niveles traza son componentes normales del agua de mar y son requeridos por la biota en cantidades muy pequeñas, sin embargo algunos de ellos reciben un particular interés considerando su fuerte toxicidad aún a concentraciones muy bajas (Hg, Pb, Cd) (Botté et al, 2007; Marcovecchio et al., 2007). 14 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. Figura 2. Ciclo de metales entre los diferentes compartimientos de un ambiente estuarino Fuente: Marcovecchio J. (2013). 1.2.5. Interacción metal-sedimento El principal depósito natural o reservorio para los metales en los ecosistemas estuariales lo constituye el sedimento (Salomons, 1984), el cual actúa como un almacén altamente concentrado de metales, con concentraciones de varios órdenes de magnitud superior a los de las aguas adyacentes, tanto intersticiales como suprayacentes (Rubio et al., 2000). La acumulación de metales en los sedimentos se determina por los aportes debido a la descarga de aguas residuales industriales y urbanas o la deposición atmosférica, pero también por la capacidad de los sustratos a unir y liberar metales, que se rige por el pH del sedimento, la capacidad de intercambio catiónico, el contenido de materia orgánica, las condiciones redox y el contenido de cloruros. Estas propiedades determinan el tipo y estabilidad del metal, y su absorción o precipitación, y también están relacionadas con la movilidad, biodisponibilidad y toxicidad potencial del metal (Du Laing et al., 2008c). 15 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. Por ello el estudio de metales en los sedimentos estuariales asi como sus características fisicoquímicas (potencial redox, tamaño de grano) constituyen un rasgo significativo ya que los sedimentos son la fuente secundaria (o en ocasiones primaria) de metales para los ambientes acuáticos estuariales (Bufflap, 1995). El origen de los sedimentos que se depositan en un estuario es variable, pueden ser marinos, provenir de los sistemas terrestres adyacentes y llegar a través cursos de agua dulce, o ser sedimentos orgánicos generados in situ. La sedimentación elimina metales de la columna de agua (Bufflap, 1995) evitando de esta manera que sean transferidos a la biota y/o que ingresen a las cadenas tróficas marinas. La concentración y biodisponibilidad de metales encontrados en los sedimentos estuarinos depende de varios factores incluyendo, potencial redox, pH, salinidad, especies disueltas de metales y la composición del sedimento (Duquesne et al., 2006). En algunos estuarios, las concentraciones de metales en las partículas en suspensión no difieren significativamente de aquellas en el sedimento superficial bentónico, y ello sería consistente con la presencia de partículas finas re-suspendibles (Langston et al., 2010). El estudio de las concentraciones de metales asociados a diferentes tipos de sedimento y a diferentes tamaños de grano tiene gran implicancia en la biodisponibilidad de metales para los invertebrados bentónicos, particularmente moluscos que se alimentan de los depósitos de partículas y de partículas en suspensión, quienes a su vez constituyen importantes componentes de la dieta de peces y aves estuarinas (Duquesne et al., 2006; Zhou et al., 2008). Así, cambios en las condiciones ambientales (corrientes de marea, olas, vientos), actividades de los organismos bentónicos o bioturbación, los procesos de mineralización en la interface sedimento-agua (precipitación, adsorción, absorción, solubilización, formación de sulfuros) (Duarte et al., 2010), procesos de oxidación mediada por las raíces de las plantas (Reboreda, 2007) y las actividades humanas tales como el dragado y refulado, pueden causar no solo la resuspensión del sedimento estratificado (óxido-reductor) y la mezcla con el agua de columna oxigenada (Bufflap y Allen, 1995) sino que también juegan un papel fundamental en la remobilización de los metales acumulados (Salomons, 1984), con la consecuente redistribución de dichos 16 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. metales en el ecosistema, la alteración en la fase disuelta y la posterior incorporación biológica (Atkinson et al., 2007). 1.2.6. Eutrofización Un incremento de nutrientes, especialmente de N y P, acelerado por el aporte de fuentes antropogénicas, puede conducir a graves problemas de eutrofización en los ambientes acuáticos (Raboubille et al., 2001; LOICZ, 2001; Ruttenberg, 2005, Lillebø et al., 2005; Camargo y Alonso, 2007; Heisler et al., 2008). La eutrofización es la producción acelerada de materia orgánica, particularmente algas, en un cuerpo de agua (Briker et al., 1999). Como resultado de este crecimiento desmesurado de las algas una gran variedad de impactos en el ecosistema pueden ocurrir, incluyendo el florecimiento de algas tóxicas, el agotamiento del oxígeno disuelto y la pérdida de la vegetación acuática sumergida. Esto produce un efecto negativo en la calidad del agua y en la salud de los ecosistemas. Durante muchos años, la eutrofización ha sido reconocida como un problema en los sistemas de agua dulce; y hace unas pocas décadas que fue creciendo la preocupación de la presencia generalizada de las condiciones de eutrofización en los sistemas estuarinos (Briker et al., 1999). 1.2.7. El Estuarios como ambientes adecuados para realizar estudios de contaminación. Los estuarios son un excelente ejemplo de las complejas interacciones que normalmente se producen en ambientes costeros. Un gran número de factores interactúan simultáneamente, haciendo más difícil la predicción exacta de los procesos que los caracterizan (Perillo, 1995). La flora y la fauna que se desarrollan en un estuario están bien adaptados a esa drástica variabilidad (por ejemplo, cambios en la salinidad, períodos secos / húmedos, dirección de las corrientes de marea, etc.), pero sufren significativamente los cambios artificiales que son inducidos por la siempre creciente actividad humana, en y alrededor de los estuarios, o incluso a cientos o miles de kilómetros tierra adentro. Las estructuras artificiales (por ejemplo, puertos, 17 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. embarcaderos), dragado de canales de navegación (incluida la eliminación de material) o construcción de represas en el río son sólo ejemplos de las condiciones físicas que tienen un gran impacto en la comunidad biológica. También hay que considerar el impacto adicional que produce la entrada de contaminantes y las correspondientes cargas de nutrientes y fertilizantes (Perillo et al., 2009). Tal y como se ha referido previamente, los estuarios son importantes corredores para el intercambio de masa entre las cuencas hidrográficas continentales y el mar. Desafortunadamente, los ecosistemas estuariales ubicados río abajo (en el extremo de la cuenca hidrográfica), con frecuencia sufren un significativo efecto de degradación debido a desarrollos generados aguas arriba, asi como a la contaminación del agua de la cuenca asociada. Por lo tanto, es importante que las causas de tales degradaciones sean diagnosticadas y entendidas cabalmente, para poder tomar medidas adecuadas para proteger y restaurar la salud de los ecosistemas estuariales (Meng y Liu, 2010). Para considerar adecuadamente el tema en cuestión, es conveniente recordar la definición científica de contaminación marina. Esta se define como la introducción por acción del hombre de cualquier sustancia o energía en el medio marino (incluidos los estuarios) que produzca (o pueda producir) efectos nocivos, tales como daños a los recursos vivos y a la vida marina, peligros para la salud humana, obstaculización de las actividades marítimas incluida la pesca y otros usos legítimos del mar, deterioro de la calidad del agua de mar para su utilización y menoscabo de los lugares de esparcimiento (GESAMP, 2011). Así, resulta muy importante tener presente esta definición y aplicarla plenamente, teniendo siempre presente que la sola presencia de una sustancia potencialmente tóxica en un sistema natural no determina la existencia de contaminación, sino que resulta imprescindible la ocurrencia de efectos nocivos (Bellas et al., 2011). Esto no es, sin embargo, una tarea fácil, ya que los desechos industriales, agrícolas y urbanos, dragados, y modificaciones en el sistema de reasignación de usos de suelos entre otros- han producido problemas de contaminación y eutrofización, y han afectado 18 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. a la composición y distribución de especies y el funcionamiento del sistema (Scheffer et al., 2003 ; Atkins et al., 2007). No sólo las actividades humanas directas son responsables de estas acciones previamente mencionadas, ya que -por ejemplo- los cambios climáticos que conllevan aumento de lluvias torrenciales y escorrentías asociadas, pueden estimular la movilización de contaminantes antiguos retenidos en los sedimentos. De la misma manera, eventos extremos de inundaciones de ríos en regiones mineras pueden generar una considerable contribución al ingreso de Hg adsorbido en partículas hacia la zona costera y sistemas (Figura 3). El aumento de la urbanización y de la utilización de las zonas costeras para actividades de recreación está acompañado por actividades tales como la reclamación y recuperación de tierras, dragado de canales de navegación, accesos y áreas de maniobras de zonas portuarias, el bombeo de sedimentos y la construcción de instalaciones complementarias de los puertos comerciales y/o deportivos. Consecuentemente, los efectos ambientales están aumentando continuamente. Estos estudios hacen hincapié en que tanto los ecólogos estuariales como los administradores de recursos necesitan: (i) un buen conocimiento de las características ambientales de los sistemas bajo estudio o sometidos a su jurisdicción; (ii) los datos cuantitativos sobre los conjuntos flori-faunísticos de aquellos sistemas, considerando las escalas espaciales y temporales; (iii) la capacidad de predecir de modo confiable las especies que puedan ocupar cualquier sitio de los estuarios; y, (iv) una comprensión acabada de las consecuencias ecológicas del cambio ambiental (Valesini et al., 2010). A manera de síntesis, la literatura internacional presenta numerosos trabajos en los que se presentan informaciones sobre la presencia, concentraciones y distribución de distintos grupos de contaminantes en ambientes estuariales, y sus componentes abióticos y biológicos. Esto, junto con los análisis previamente comentados, indica que estos ambientes resultan sumamente adecuados como para llevar adelante estudios de contaminación. Simultáneamente, el intenso uso que hace la sociedad humana de los estuarios determina la importancia de esas evaluaciones. Marcovecchio, et, al. (2013). 19 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. Figura 3. Diagrama que representa un sistema natural integral. Se indican las influencias naturales (líneas cortadas) y las antropogénicas (líneas llenas). A1 y A2: influencias naturales y/o antropogénicas sobre el sistema físico. B1 y B2: Idem sobre el sistema físico-químico. C: efectos humanos directos sobre el sistema biológico. Fuente: Adaptado de Jonge et al. (2003) y Covelli et al. (2007). 1.3. Investigaciones Precedentes El tema de contaminación ambiental generado por las elevadas concentraciones de metales pesados, ha sido revisado y discutido en varias partes del mundo, incluyendo Venezuela y concretamente el Lago de Maracaibo, tal como se muestra a continuación: Agudelo L. et al. (2005), menciona la fitorremediación como la alternativa para absorber metales pesados de los biosólidos, por medio de esta investigación, los autores pretenden demostrar que la fitorremediación constituye una alternativa eficaz y económica para realizar procesos de descontaminación de metales pesados en biosólidos, los cuales provienen especialmente de los tratamientos de aguas residuales, sin causar deterioro en los sedimentos en los que son aplicados, disminuyendo la contaminación no solo de este, sino también del agua y de los que a partir del medio donde se encuentre, puedan llegar a cualquier organismo vivo. 20 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. Aguirre G. et al. (2009), evaluaron la toxicidad no específica en sedimentos portuarios, una aproximación al contenido de contaminantes críticos, analizando la calidad de sedimentos de cuatro puertos chilenos con diferentes actividades de cabotaje, en función del contenido de materia orgánica (MOT), hidrocarburos aromáticos policíclicos (HAPs), metales traza (Cd, Pb y Cu) y toxicidad no específica. El índice de contaminación urbana e industrial (ICUI) referido al contenido de metales, reveló como más contaminados a Iquique y Talcahuano; en cambio el índice de adición de HAPs a San Vicente (IA HAPs), al igual que la toxicidad. En este sentido los autores exponen la incidencia de múltiples actividades industriales que desarrollan en las adyacencias del área de estudio, que mediante la implementación de puertos comerciales, pesqueros y/o de cabotaje en el interior de las bahías. Araúz D. et al. (2013), realizaron el estudio del ―Nivel de Contaminación y Distribución Espacial de Metales Pesados en sedimentos superficiales de Bahía Damas, Isla Coiba‖ donde determinaron los metales pesados (Cr, Cu, Cd y Pb) en sedimentos superficiales de Bahía Damas en Isla Coiba para establecer los niveles de línea base y de contaminación. Las concentraciones medias de metales pesados en los sedimentos del área de estudio oscilaron: Cr (88,32a 94,63 μg/g), Cd (1,84 -3,53 μg/g), Cu (41,47- 48, 7μg/g) y Pb (1,09 - 3,80 μg/g), siendo la distribución de estos metales gradual y estacional, reflejando un incremento de la concentración hacia la parte de mar afuera en periodo seco e intermedio. Ávila H. et al (2010), en su estudio denominado ―Distribución de metales pesados en sedimentos superficiales del Lago de Maracaibo, Venezuela‖, recolectaron 52 muestras en 13 estaciones ubicadas estratégicamente a lo largo de la cuenca del Lago de Maracaibo, durante 1999 a 2001, obteniendo como resultado la identificación de los metales Cu, Cd, Cr, Pb, V y Ni, cuyas concentraciones de metales en sedimentos superficiales del Lago de Maracaibo, son similares a las reportadas en sistemas acuáticos con alta actividad petrolera. Ávila, H; et al (2014), en su trabajo de ―Determinación de metales pesados en sedimentos superficiales costeros del Sistema Lago de Maracaibo, Venezuela‖ establecieron como objetivo del estudio: Identificar áreas costeras con concentraciones 21 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. críticas de Pb, Cr, Cd, Ni y V en sedimentos superficiales costeros del sistema Lago de Maracaibo, utilizando el Análisis de Componentes Principales (ACP). La tendencia en los metales en la zona costera evaluada es de concentraciones altas hacía la zona de desembocadura de los ríos tributarios de la zona sur del Lago y de manera puntual algunas estaciones en la zona norte, estas últimas relacionadas con actividades industriales. Al comparar las concentraciones de metales obtenidos en este estudio con los valores de riesgo relativo para sedimentos de ambientes marinos y estuarinos (ERL, Environmental Response-Low), reportados por la NOAA. Porcentaje de excedencia en cada punto muestreado (pm=8) al límite permisible por la ER-L (NOAA1995) para Cd> 5; Cr>80; Ni>30; Pb > 35 mg/kg. Solo se muestran los metales que exceden la norma. Cañizares R. (2000), llevo a cabo el estudio de la Biosorción de metales pesados mediante el uso de biomasa microbiana, este consiste en la utilización de microorganismos como biosorbentes de metales pesados, ofrece una alternativa potencial a los métodos ya existentes para la destoxificación y recuperación de metales tóxicos o valiosos presentes en aguas residuales industriales. Castañé P. et al. (2003), desarrollaron el trabajo titulado, ―Influencia de la especiación de los metales pesados en medio acuático como determinante de su toxicidad‖, cuyos resultados muestran que la concentración total del Cd no es un buen predictor de su toxicidad para las algas y que su especiación puede afectar la disponibilidad del mismo para los organismos en medio acuático y, consecuentemente, determinar la magnitud de su toxicidad. Cervantes Y. et al. (2011) en el artículo ―Metales traza en sedimentos de la Bahía de Cayo Moa (Cuba): Evaluación de la contaminación‖ evalúan los niveles de cuatro elementos traza arsénico (As), cobre (Cu), plomo (Pb) y zinc (Zn) en sedimentos superficiales de la bahía de Cayo Moa, en la cual la actividad humana ha incidido desde mediados del pasado siglo, paralelamente al desarrollo de una de las regiones mineras más importante de Cuba. Para evaluar el grado de contaminación de los sedimentos se utilizaron tres métodos fundamentales: la comparación con otros ecosistemas marinos, la determinación del nivel de enriquecimiento metálico mediante el cálculo del Factor de 22 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. Contaminación, y la interpretación de los datos obtenidos con base en criterios de calidad. El rango de concentraciones varió entre 7-153 μgg-1 para As, 18-175 μgg-1 para Cu, 5-62 μgg-1 para Pb y de 46-527 μgg-1 para el Zn. La distribución espacial de las concentraciones mostró valores altos en toda la bahía y zonas aledañas, con variaciones según el elemento analizado; los mayores niveles de As se encontraron en las desembocaduras de los ríos Moa y Cayo Guam. Los resultados muestran una elevada concentración de As, Cu, Pb y Zn; los niveles de contaminación revelados en este estudio permiten clasificar algunos puntos analizados como altamente contaminados o con un potencial de riesgo biológico alto. Corona J. (2012), en el documento presentado como ―Contaminación Antropogénica en el Lago de Maracaibo, Venezuela‖, presenta una revisión bibliográfica exhaustiva sobre el impacto ecológico de la contaminación antropogénica en aguas, biota y explotación pesquera del sistema de Maracaibo. Donde establece que esta problemática ambiental, ha generado un desequilibrio ecológico de los componentes bióticos y abióticos del estuario; ofreciendo de esta manera una visión amplia sobre las repercusiones ecológicas en el lago. Díaz Rizo O. et al. (2008), realizaron el ―Análisis ambiental por activación neutrónica de sedimentos de la Bahía de La Habana‖, a través de la activación neutrónica instrumental de sedimentos superficiales de la bahía de La Habana, Cuba. Se reportaron las concentraciones de 23 elementos (metales pesados y trazas), reportándose, por primera vez un grupo importante de elementos tierras raras (La, Ce, Nd, Sm, Eu, Tb, Yb y Lu). La normalización de los resultados a un metal de referencia demostró la presencia antropogénica de Sb, Ba, As, Cr y Zn producto de la descarga de residuales domésticos e industriales. Farina O. et al. (2013) en su ―Evaluación de la Contaminación por Mercurio en la Biota Acuática, Aguas y Sedimentos de la Cuenca Alta del río Cuyuní, Estado Bolívar, Venezuela‖ evaluaron el alcance de la contaminación por mercurio en la cuenca alta del rio Cuyuni, determinándose la concentración de mercurio en 36 muestras de agua, 25 muestras de sedimentos y 145 muestras de tejido de peces (n=131) e invertebrados acuáticos (cangrejos, camarones y caracoles) (n=14), correspondientes a 56 especies 23 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. identificadas, provenientes de las estaciones ubicadas en las cinco áreas focales en la cuenca alta del Cuyuni. El rango de valores de concentración de mercurio obtenidos en los sedimentos fue de 6.55 a 421.53 ppb, con factores de enriquecimiento (FE) >1 en 16 estaciones, indicando una entrada de mercurio antropogénica. Las concentraciones mínimas y máximas de Hg en agua fueron 2.01 y 20.13 ppb respectivamente, donde el metal asociado a los sólidos suspendidos represento entre el 1.30 y 63.35%. Como regla general, la concentración de mercurio en el tejido del musculo de peces fue mayor que en invertebrados. García N. et al. (2012) en su ―Evaluación Preliminar de Riesgos para la Salud Humana por Metales Pesados en las Bahías de Buenavista y San Juan de los Remedios, Villa Clara, Cuba‖ llevaron a cabo una caracterización de los principales focos contaminantes de la bahía San Juan de los Remedios, fundamentalmente en las industrias que vierten sus residuales directamente al mar sin tratamiento alguno y que contienen gran variedad de sustancias tóxicas orgánicas y químicas. Estos residuales, son vertidos en los ríos que desembocan en esta bahía. Se realizó una evaluación del riesgo que constituye para la salud humana la presencia de metales pesados en los cuerpos de agua poniendo en riesgo la vida de las personas que habitan en la ciudad de Caibarién. Guzmán C. (2011) realizó la ―Evaluación de contaminantes en agua y sedimentos del Río San Pedro en el estado de Aguascalientes‖ con la finalidad de estudiar el nivel de contaminación del río y la probable infiltración de contaminantes al acuífero del Valle de Aguascalientes, para ello tomó muestras de agua y sedimentos de 50 sitios seleccionados a lo largo del río. Evaluó además 17 pozos aledaños al río (a menos de 300 m). Se realizaron dos campañas de muestreo, una en temporada de sequía y otra posterior a las lluvias. Se determinó pH, oxígeno disuelto, DBO5, DQO, P-total, N-total, fenoles, anilinas, detergentes (SAAM), coliformes fecales y metales pesados (Al, As, Cd, Cr, Cu, Fe, Hg, Mn, Pb y Zn). El agua del río San Pedro presentó en algunos sitios contaminación moderada por Al y Fe. De acuerdo con los criterios de la Agencia de Protección al Ambiente de los Estados Unidos, todos los sedimentos presentaron contaminación por As; el 50% de los mismos por Pb y Zn, el 25% con Cu y 24 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. aproximadamente el 13% con Mn y Cr. Tres sedimentos presentaron contaminación moderada por Fe y otros tres por Hg. Hansen M. (2013). Metodología para determinar la liberación de metales del sedimento al agua en lagos y embalses. Aunque el sedimento en cuerpos de agua puede actuar como fuente secundaria de contaminantes disueltos, no se conocen criterios que establezcan esta relación. En este trabajo se propone una metodología para estimar los riesgos de contaminar el agua por liberación de metales acumulados en sedimento. Se evaluó la distribución de cadmio, cobre, cromo, hierro, manganeso, níquel, plata y zinc entre agua y sedimento en ambientes experimentales que varían entre oxidados y reducidos. La metodología desarrollada, que combina evaluación experimental con modelación hidrogeoquímica, permite evaluar diferentes escenarios de contaminación del agua en contacto con el sedimento. El conocimiento de la disolución reductiva de metales es imprescindible para poder mitigar efectos a la salud y para la toma de decisiones sobre tratamientos de agua. Herrera J. et al. (2012) en la ―Evaluación de metales pesados en los sedimentos superficiales del río Pirro. Laboratorio de Manejo del Recurso Hídrico, Escuela de Química, Universidad Nacional, Costa Rica‖ analizaron por espectrofotometría de absorción atómica la concentración de Cd, Ag, Se, Sn, Ni, Cr, Cu, B, Zn, Hg, Ba, Pb, Mn, As y Al en los sedimentos superficiales del sector medio del río Pirro (Heredia, Costa Rica). Las concentraciones de estos elementos fueron muy elevadas para la mayoría de las sustancias analizadas en todos los puntos de muestreo seleccionados. Su distribución no fue homogénea, ni presentó un patrón geográfico marcadamente definido, pudiéndose encontrar altos niveles distribuidos a lo largo del transecto estudiado. Ibárcena L. (2011). Estudio de la Contaminación por Metales Ecotóxicos en Sedimentos en la Bahía de Ite, Provincia de Jorge Basadre Grohmann de Tacna, determinando la incidencia que tendrían los mismos sobre la fauna bentónica de la zona, como consecuencia del vertimiento por más de 35 años de los relaves mineros provenientes de las minas de Toquepala y Cuajone. Los resultados obtenidos de los metales ecotóxicos Cu, Zn, As, Cd, Hg, Pb, Fe, analizados que se encuentran en los sedimentos 25 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. superficiales de la Bahía de Ite, en orden decreciente son: Fe > Cu > Zn > As > Pb > Cd > Hg. Los valores promedios reportados son los siguientes: Cu = 608.063 mg/kg, Zn = 9.923 mg/kg, As = 8.66 mg/kg, Cd = 0.41 mg/kg, Hg < 0.01 mg/kg, Pb = 8.472 mg/kg, Fe = 33078.63 mg/kg. Luque C. (1993). Distribución de metales pesados en sedimentos de las Marismas del Odiel (Huelva, So. España). Analizado la distribución y contenido total de metales pesados (Co, Cu, Fe, Mn, Ni y Pb) en sedimentos de las Marismas del Odiel (SO España). Las concentraciones de estos elementos, obtenidas por espectrofotometría de absorción atómica, fueron muy elevadas para la mayoría de los elementos analizados. Su distribución no es homogénea, ni presenta un patrón geográfico marcadamente definido, pudiéndose encontrar altos niveles repartidos por toda la marisma. Existe cierto gradiente topográfico, con mayores concentraciones en puntos de menor cota. Los puntos de muestreo más aislados de la incidencia mareal y los más expuestos a mar abierto registraron los niveles más bajos. Los metales que superaron los límites máximos permisibles (según Long et al., 1995) en sedimentos fueron: Cd total (1.28 ± 0.77 μg g-1), Ni total (107.51 ± 23.02 μg g-1), Pb total (44.50 ± 18.97 μg g-1) y V total (48.98 ± 6.88 μg g-1); en las almejas (según Nauen 1983): Cd (0.28 ± 0.13 μg g-1), Cr (4.27 ± 2.29 μg g-1), Ni (2.83 ± 2.33 μg g-1), (2.29 ± 1.10 μg g-1) y V (1.85 ± 1.15 μg g1). Machado A. et al. (2010). Influencia de una planta termoeléctrica en la concentración de V y Ni en sedimentos en la ciudad de Maracaibo, Venezuela. Márquez A. et al. (2008). Concentraciones de metales en sedimentos y tejidos musculares de algunos peces de la Laguna de Castillero, Venezuela. Con el propósito de detectar alteraciones en el productivo ecosistema de la Laguna de Castillero (Caicara del Orinoco, municipio Cedeño del estado Bolívar, Venezuela), se presentan resultados de mediciones granulométricas y de las concentraciones de los metales pesados: Fe, Mn, Zn, Pb y Co realizadas en junio 2001 sobre los sedimentos superficiales y del tejido muscular de varias especies autóctonas de peces (Plasgiosium squamossimos, Pigocentrus cariba, Pheudoplastyloma fasciatum, e Hypostomus spp realizadas en junio 2001. Utilizando técnica de espectrofotometría de absorción atómica 26 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. con llama de aire acetileno, se determinó que, las concentraciones de metales más altas están representadas por manganeso, zinc y plomo. Se encuentran valores elevados en la concentración de Pb y Zn, hecho atribuido al estrés que ejercen las actividades antropogénicas circundantes sobre la Laguna de Castillero. Menéndez M. (2004), realizo el estudio sobre la eutrofización y calidad del agua de una zona costera tropical, donde determino que la calidad del agua costera está siendo alterada por el incremento de los desechos propios de las actividades humanas; los nutrientes nitrógeno y fósforo generados por estas fuentes pueden acrecentar el desarrollo del proceso de eutrofización en el ambiente costero. El Estado de Yucatán, México, es una zona tropical sometida a las presiones que representan su desarrollo económico, por el crecimiento de la densidad de la población y el aumento del vertido de desechos. El subsuelo de esta región es un sistema cárstico de carbonato de calcio que favorece la infiltración del agua y de contaminantes al acuífero. Durante el año 2000, las principales fuentes de nutrientes de Yucatán, fueron en orden de importancia, los aportes continentales procedentes de la porcicultura y avicultura, la agricultura, la precipitación atmosférica y los desechos de origen humano -domésticos, públicos, urbanos e industriales-; estos nutrientes ingresan al litoral de Yucatán por la descarga del agua subterránea en la costa, con una proporción N:P =194,9:1. Morán E. (2012). Impactos recientes de los cambios ambientales en los recursos hídricos superficiales de la cuenca del Duero. La disponibilidad de recursos hídricos ha sido históricamente un factor limitante de desarrollo en los países de la cuenca mediterránea. En este trabajo se analizó la evolución y variabilidad recientes (19612005) de los recursos hídricos superficiales el caudal en los ríos en una de las cuencas hidrográficas de mayor entidad de la Península Ibérica, y los factores ambientales responsables de su evolución. Los resultados del trabajo muestran un descenso notable y generalizado en los caudales en la región, acompañado de un cambio en los regímenes fluviales. La evolución del clima, con unas precipitaciones muy variables pero sin tendencias notables a largo plazo, y unas temperaturas en aumento, explica en parte, pero no en su totalidad, el descenso hidrológico. En las cabeceras fluviales se ha detectado un incremento significativo de la cubierta vegetal durante el periodo de estudio, el cual parece estar participando en gran medida en el descenso de caudales. 27 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. Por otro lado, la regulación por medio de embalses está incrementando en la cuenca y con ello contribuyendo al cambio hidrológico en la región. Los resultados obtenidos ofrecen la base conceptual para proyectar la disponibilidad futura de los recursos hídricos en los escenarios de mayor escasez como consecuencia del cambio climático venidero. Ramos R. et al. (2012), mediante la investigación, ensayos de toxicidad con sedimentos marinos del occidente de Venezuela, obtuvieron que la actividad de las refinerías es una de las principales fuentes de contaminación marino costera a nivel mundial. En este trabajo se evaluó la toxicidad de sedimentos potencialmente impactados por el Centro Refinador Paraguaná, ubicado en la costa occidental de Venezuela, utilizando bioensayos de toxicidad crónicos. Dicha toxicidad se evaluó con larvas del camarón Litopenaeus vannamei y con poliquetos Scolelepis texana durante 28 días y 10 días, respectivamente. Ambos bioensayos indicaron una alta toxicidad para sedimentos aledaños a la refinería, con respecto a sedimentos de la misma región con menor influencia de la refinería y a sedimentos de una zona control. Los sedimentos aledaños a la refinería tuvieron concentraciones relativamente elevadas de metales pesados como el cromo, níquel y zinc; y presencia de hidrocarburos policíclicos aromáticos (PAHs > 1000 ppb). Este estudio está enmarcado dentro del primer trabajo de riesgo ecológico ambiental realizado en Venezuela. Sotero V. et al. (2013). Contenido de metales pesados en agua y sedimento en el bajo Nanay. Se presenta en este estudio la evaluación de la concentración de metales pesados en agua y mercurio en sedimentos del rio Nanay. Según los resultados de análisis de agua el plomo y mercurio se encuentran presentes en concentraciones mayores que lo indicado por las normas nacionales. El plomo tanto en creciente es en promedio de 0,111 ppm y 0,053 ppm respectivamente y el mercurio en vaciante se encuentra en 0,008 ppm. Del mismo modo la presencia de mercurio es alta en los sedimentos que acompañan a este rio con 1,636 ppm en creciente y 3,03 ppm en vaciante. 28 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. Universidad del Zulia (2004). importante mencionar que Biodiversidad en el Campo Urdaneta Oeste, es Evaluar la diversidad biológica en el Campo Urdaneta Oeste, a fin de obtener y compilar información de línea base, y divulgar la diversidad biológica, a través de la elaboración de catálogos y películas. Tal información es útil, no solamente a Shell Venezuela, S.A. sino que aunado a ello sirve para establecer proyecciones de los efectos naturales y antropogénicos sobre la biodiversidad en esta área, pero también al público en general, para conocer y apreciar mejor la fauna que los rodean. se explica la composición de esta biodiversidad en Campo Urdaneta Oeste, por qué conservarla y cómo Shell Venezuela, S.A. funcionando en el área, está pendiente del valor de esta biodiversidad para las futuras generaciones y se preocupa porque la población de Campo Urdaneta Oeste, Estado Zulia, Venezuela, y el mundo preserve la biodiversidad reinante. Valdés J. et al. (2014), llevo a cabo la investigación sobre el contenido de Cu, Pb y Zn en sedimentos y organismos bentónicos de la bahía San Jorge (norte de Chile): Acumulación y biotransferencia en sistemas costeros submareales. Dicho trabajo consistió en la medición del contenido de Cu, Pb y Zn para evaluar su enriquecimiento en sedimentos y sus eventuales procesos de biomagnificación en cadenas tróficas bentónicas de siete sectores de la bahía. Obteniendo que el contenido medio de Cu, Zn y Pb fue 103.6, 72.6 y 38.6 mg kg–1, respectivamente, en los sedimentos y 28.3, 32.5 y 21.9 mg kg–1, respectivamente, en los organismos. Al mismo tiempo determino el índice de geoacumulación, indicando algún grado de enriquecimiento de metales en los sectores donde se realizan actividades industriales; Los resultados de este trabajo sugieren una alta variabilidad temporal en el contenido de metales en los sedimentos y organismos bentónicos, lo cual puede ser explicado por la modificación de factores naturales y antrópicos dada por la actividad industrial y los asentamientos humanos cercanos que controlan el ingreso y acumulación de estos metales en la zona costera de la bahía San Jorge. Zamora A. et al. (2010). Las actividades de la industria petrolera y el marco ambiental legal en Venezuela. Una visión crítica de su efectividad. La explotación de petróleo y gas natural tiene efectos ambientales específicos que dependen de la ubicación de los yacimientos y de las técnicas utilizadas para extraer los productos brutos. La prevención 29 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. y control de los impactos ambientales generados por las actividades de la industria petrolera es uno de los principales problemas que enfrenta la sociedad venezolana, por tanto, la existencia de un marco legal que regule dichas actividades a fin de minimizar el daño al ambiente se hace imprescindible. Este trabajo constituye un análisis del marco ambiental legal vigente en Venezuela, en lo relativo a la industria petrolera, indicando las fortalezas y debilidades de la normativa con el fin de ampliar el conocimiento del derecho ambiental venezolano y contribuir con la inclusión de los aspectos ambientales en la toma de decisiones para el desarrollo económico-social en un contexto de manejo sustentable de los recursos energéticos del país y del mundo. 1.4 Aspectos geológicos regional 1.4.1 Marco fisiográfico La cuenca del Lago de Maracaibo (Figura 4), limitada por la Sierra de Perijá al oeste y el flanco occidental de Los Andes y la Serranía de Trujillo al este, ocupa una depresión tectónica de unos 52.000 kilómetros cuadrados de extensión, donde se han acumulado más de 10.000 metros de espesor de sedimentos cuyas edades se extienden desde el Cretácico hasta el Reciente. Un fenómeno fisiográfico interesante es el hundimiento o subsidencia de ciertas zonas costeras del Lago de Maracaibo como son Lagunillas y Tía Juana. Figura 4. Ubicación Geográfica del Lago de Maracaibo, Estado Zulia Venezuela. Fuente: Google Eart (2015). 30 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. La región presenta gran variedad climática debido a la presencia del Lago y la influencia de los sistemas montañosos vecinos. Las lluvias muestran gran variación espacial y temporal; las mayores precipitaciones ocurren al sur-oeste del Lago (> 2800 mm/año), pero disminuye progresivamente hacia el norte, hasta el clima semiárido de Maracaibo, con menos de 600 mm/año, y el clima árido de la Península de Perijá (< 200 mm/año). Sin embargo, en la misma zona norte, en las laderas de la Sierra de Perijá, se registran más de 1500 mm/año, a una distancia en la horizontal de menos de 80 km. La temperatura media varía de 27,5º C en la costa del Lago a 24º C hacia los piedemonte de Perijá y los Andes. El mayor escurrimiento se registra al sur del Lago, en la planicie del Catatumbo, con valores de 1000-1800 mm/año; el más bajo se presenta en las áreas costeras del Golfo de Venezuela, con valores promedios anuales inferiores a los 200 mm. En la planicie aluvial del Lago, el escurrimiento varía entre 600 y 1400 mm/año. La vegetación en la región es muy variada: hacia el norte, en la Península de La Guajira y la planicie de Maracaibo, prevalece el espinal tropical y el matorral tropical semideciduo; la planicie aluvial del lago está ocupada por bosque tropical; hacia el piedemonte, el bosque tropical se encuentra en las partes más bajas; el bosque premontano y montano siempre verde en las partes más altas. 1.4.2. Marco geológico estructural Tectónicamente se relaciona con el levantamiento post-Eoceno de la Sierra de Perijá y de la Cordillera de Los Andes. La gran mesa de agua que ocupa la parte central de la cuenca está enmarcada por llanuras casi sin relieve, parcialmente anegadizas, que se extienden hasta las estribaciones de las serranías circundantes, donde afloran rocas de edad variable entre el Terciario Inferior y el Precámbrico (?). 1.4.3 Aspectos geológicos locales El campo Urdaneta, ubicado en la región noroeste del Lago de Maracaibo, ocupa una extensión de 1.682 kilómetros cuadrados, que representa el 11.73% de la superficie total del Lago, que a su vez en un macro contexto está situada al oeste de Venezuela. 31 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. 1.4.4 Marco sedimentológico actual La composición granulométrica o tipos de sedimento varían ampliamente en el sistema del Lago de Maracaibo. Aunque se puede decir que en la zona costera del sistema predominan las arenas en sus diferentes tipos, esta proporción va a estar influencia por varios factores en particular. Si se encuentran en una zona cerca a la desembocadura de un río, se nota un incremento sustancial de las arcillas o en cambio en zonas muy cercanas por ejemplo, la Laguna de Sinamaica, la predominancia es de suelos netamente fangosos con un porcentaje alto de limo (Parra-Pardi, 1979; Rodríguez, 2000). 1.4.5. Marco geológico ambiental por metales pesados El Lago de Maracaibo puede considerarse como un cuerpo de agua con un estado trófico avanzado, debido a que en este sistema son descargados grandes volúmenes de agua residuales urbanas e industriales sin tratamiento previo, que sumadas a las descargas de nutrientes por escorrentía y a los eventuales derrames petroleros, contribuyen a su deterioro ambiental (Rodríguez, 2000). En la cuenca del Lago de Maracaibo, se puede detectar diferentes fuentes de metales, desde las relacionadas con el uso de pesticidas y descargas domésticas e industriales, hasta las actividades de la industria petrolera, la cual involucra además de la producción y transporte de crudo, la industria Petroquímica, el procesamiento de gas y la extracción de carbón en minas a cielo abierto (Rodríguez, 2000). Con relación a las descargas domésticas e industriales, estas se encuentran principalmente en Maracaibo, San Francisco, Mérida, Valera y Cúcuta y a excepción de algunos reportes generados por organismos estatales (ICLAM, MARN) los cuales realizan evaluaciones puntuales de algunas de estas fuentes, en la actualidad no existe un inventario de su ubicación exacta y la caracterización de cada efluente (Rodríguez, 2000). La presencia de metales pesados en agua, sedimentos y biota del Lago de Maracaibo ha sido reportada por diferentes estudios, entre los más recientes están Ávila (2003), 32 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. Esclapés y Galindo (2000), ICLAM (2001), Pardi y col. (1979), Rodríguez (2000) cuyos valores se han venido incrementando, particularmente en las especies que integran la cadena trófica del ecosistema, llegándose a determinar en algunos casos concentraciones que superan el límite permisible para consumo humano (ICLAM, 1988). Diversos procesos específicos tales como difusión de sedimentos anóxicos, resuspensión de sedimento y dragado entre otros, comúnmente reintroducen metales concentrados en los sedimentos hacia la columna de agua (Kennish, 2002). Lo anterior es particularmente importante en el Lago de Maracaibo donde existe un alto aporte antropogénico y la influencia del intervalo de mareas, el cual posee un elevado porcentaje de partículas finas que ayudan a la fijación de los metales y su transporte hacia otras zonas. Otro factor a considerar es la formación de zonas anóxicas, las cuales tienden a retener metales y por cambios en las condiciones ambientales, se condiciona a la transferencia de los metales a la columna de agua, actuando el sedimento como fuente de polución; debido a que los metales no permanecen fijos y pueden ser liberados a la columna de agua (Bautista, 1999). Pardi (1986) mencionó ―Es evidente que el hipolimnio cónico es la porción del lago donde ocurre la mayor acumulación de materia orgánica e intensos procesos de reducción‖. Sin embargo, no solo ocurre la retención por las condiciones de anoxia existentes en el cono hipolimnético, sino, también la liberación de nutrientes y metales, los cuales son incorporados eventualmente al epilimnio, debido a la disminución del hipolimnio salino. 33 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. CAPÍTULO II. METODOLOGÍA DE LA INVESTIGACIÓN 2.1. Introducción Para la evaluación de la contaminación por metales pesados en sedimentos superficiales del campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, Venezuela, se estableció una metodología de trabajo (figura 5) que permitiera reunir la información necesaria sobre el área, los métodos y análisis a través de los cuales se han venido rigiendo las diversas instituciones geológicas ambientales a nivel mundial/nacional. Figura 5. Metodología de trabajo empleada para el desarrollo de este estudio. Fuente: Elaboración propia (2015). En este trabajo se definió las características geológicas ambientales del área en estudio, se identificó la variedad y concentraciones de elementos metálicos pesados existentes en los sedimentos del campo Urdaneta; y, a su vez, se evaluó los niveles de toxicidad, a través del factor de concentración que producen esos elementos. 34 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. 2.2. Metodología utilizada para la realización del trabajo de investigación El plan de trabajo descrito anteriormente en la figura 5, fue planteado para cubrir a través de trabajo de campo, laboratorio y oficina, la evaluación de la concentración y variabilidad de metales pesados, que originan contaminación ambiental, estas etapas, se describen, a continuación (tabla 1): Tabla 1. Métodos analíticos empleados en la evaluación de los parámetros físicos y químicos en los sedimentos superficiales del Campo Urdaneta Parametros Unidades Método Ambientales Adimensional Observación Textura %Arena %Arcilla %Limo Tamizado mg.kg‫־‬¹ Espectrofotometria de Adsorción Atómica Metales Descripción Revisión bibliográfica de la geología ambiental local y revisión histórica de la variación de relieve/aporte de sedimentos, a través de Google Eart. Descripción de la fraccion gruesa a tráves de Lupa, con objetivo 10X y con fotografia acoplada. Digestión con ácido nítrico y medición espectrofotométrica por absorción atómica acoplado a un equipo de generación de hidruros para el análisis de mercurio. Fuente: Elaboración propia (2015). 2.2.1. Recopilación y análisis de la información existente sobre el tema en estudio Esta etapa consistió en adquirir, recopilar y organizar las referencias bibliográficas relacionadas con estudios sobre contaminación por metales pesados de autores consultados y material utilizado, todo esto con la finalidad de complementar la información necesaria para dar cumplimiento al trabajo de investigación. 2.2.2. Levantamiento de información geológica y ambiental del área de estudio Para poder entender adecuadamente un problema de contaminación no basta con realizar una campaña de toma de muestras para su estudio geoquímico, además debe contarse con información sobre el clima, el marco geológico, y por supuesto, sobre la actividad industrial que se realiza en la zona bajo estudio. Por ello se utilizó la metodología descrita por Perillo (1995) y Perillo y Piccolo (2012), en cuanto a los factores que controlan las características de los estuarios. Esta fase comprendió la revisión bibliográfica sobre estudios previos realizados por instituciones tales como el 35 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. Instituto para la Conservación y Calidad del Lago de Maracaibo (ICLAM), Universidad del Zulia (LUZ), Ministerio del poder popular para el Ambiente (MPPA), así como toda la información que describe la geología del área. Al mismo tiempo se utilizó la aplicación computarizada Google Eart, versión 2015, con la finalidad de evaluar a través de las bondades que brinda esta herramienta acerca de la posición geográfica y la visualización del comportamiento topográfico y cantidad del aporte sedimentario de los ríos que tributan a la zona objeto de estudio. 2.2.3. Monitoreo de las muestras de sedimentos: Técnicas de monitoreo utilizadas Para este estudio se recolectaron ocho (8) muestras de sedimentos superficiales, obtenidas durante octubre y noviembre de 2014, mediante buceo autónomo en la zona de estudio ubicada entre las coordenadas UTM, N1134835-E194685 y N1109935177325 (tabla 2, figura 6). En este sentido es importante acotar que para llevar a cabo este estudio de contaminación estuarial, el diseño muestreal aplicado fue representativo ya que cubrió longitudinalmente gran parte del área de estudio, incluyendo la desembocadura del río El Palmar, el cual forma parte del sistema hídrico del Lago de Maracaibo. Tabla 2. Ubicación de los puntos muestreados Nº Muestra CU-1 CU-2 CU-3 CU-4 CU-5 CU-6 CU-7 CU-8 Coordenadas UTM N E 1134835 194685 1133225 193815 1131687 192659 1131221 192539 1129269 192038 1128803 190682 1124546 187897 1109935 177325 Prof, (Pies) 20 20 25 25 22 25 28 22 Fuente: Elaboración propia (2015) El muestreo se llevó a cabo mediante la utilización de un tubo PVC (polietileno) de 15 cm de largo x 10 cm de ancho, colocando en ambos extremos tapones herméticos para evitar la pérdida del material, debido a su traslado desde una profundidad promedio del reservorio hídrico de 24 pies (tabla 2), hasta la superficie, debido a que fue removido 36 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. manualmente, elementos contaminantes y restos orgánicos. Posteriormente fueron selladas, rotuladas y guardadas en frío (4ºC) hasta su traslado al laboratorio, donde fueron secadas a 100ºC. Figura 6. Ubicación de los puntos muestreados en la zona de estudio. Fuente: Google Eart (2015). 2.2.4. Análisis y determinaciones químicas realizadas: método analítico e instrumentos de medición Para llevar a cabo dicha fase se estableció la evaluación de dieciséis (16) metales pesados en el sedimento superficial del campo Urdaneta del lago de Maracaibo, seis (6) de los cuales ya se tiene precedente en la cuenca: Cobre, Cadmio, Cromo, Plomo, Vanadio y Níquel, a través de un estudio llevado a cabo por Ávila H. et al (2010), al mismo tiempo se evaluó la presencia de otros elementos como Mo, Se, Zn, As, Co, Mg, Be, Hg, Sb, Ti, sugeridos en la literatura de Galán E. y Romero A. (2008). 37 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. Para la determinación de las concentraciones y de los elementos presentes, en función de los ya establecidos para este estudio, estos estudios fueron desarrollados por medio de espectrómetro de masas inducida por plasma, ICP-MS (figura 7), en la Facultad de Ciencia, Escuela de Química de la Universidad del Zulia y se utilizó el Método EPA 3050 B para el tratamiento /digestión de la muestra. Figura 7. Espectrómetro de masas inducida por plasma. Fuente: Escuela de Química, Facultad de Ciencias, LUZ (2015). Es importante señalar que la determinación de metales mediante la técnica de espectrometría de masas por plasma acoplado inductivamente (ICP) reúnen una serie de factores, como la simultaneidad de la determinación analítica, el amplio rango lineal, los bajos límites de detección con frecuencia requeridos en el análisis de muestras medioambientales. Este método tiene alta confiabilidad al contar con la elaboración de las curvas de calibración; así como blancos pasados por las columnas antes de analizar las muestras, por estas razones, no fue necesario realizar réplicas de análisis químicos a las mismas. El procedimiento empleado en el ICP consistió en lo siguiente: 1. Mezclar y homogenizar la muestra. 2. Pasarla a través de un tamiz # 10. 38 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. 3. Pesar entre 1 o 2 gramos de muestra en un beakers de teflón de 250 mL. 4. Agregar 10 mL de ácido nítrico (HNO3) 1:1; (es decir 5 mL de ácido concentrado + 5 mL de agua destilada). 5. Colocarlo en una planta de calentamiento a 95 ºC. Nota 1: Se le colocó un reloj de vidrio para tapar el beakers, se calienta por 10 o 15 min sin hervir, para luego dejar enfriar a temperatura ambiente y agregarle 10 mL de ácido nítrico concentrado y caliente por 2 horas, sin dejar secar el beakers; para eso se le debe de estar agregando ácido nítrico en volúmenes no mayores de 5 mL. Nota 2: Si se genera vapores marrones es señal que la muestra está siendo oxidada por lo que se debe repetir el paso de la adición de 10 mL de ácido nítrico; hasta que no se desprendan vapores marrones lo que indica que la reacción de la muestra con el ácido nítrico es total. 6. Después de las 2 horas, sin dejar que el beakers llegue a sequedad sino que quede alrededor de 5 mL; bajar en beakers de la plancha para dejar enfriar por especio de 30 min. 7. Filtrar la solución a través de un embudo en un balón de 100 mL. 8. Agite el balón para homogenizar la solución y afore con agua destilada. 9. Luego se procede a medir por Absorción Atómica. 2.2.5. Análisis y determinaciones físicas realizadas: Método analítico e Instrumentos de medición Se realizó la determinación de la textura del sedimento o granulometría, con el fin de obtener a distribución por tamaño de los sedimentos superficiales del área de estudio. Para ello fue necesario secar las muestras en un horno a 100ºC por 24 h. Luego se tomaron 100 g de muestra y se pasaron a través de una serie de tamices (tabla 4) con diferentes tamaños de abertura de poro de malla (4,76; 2; 0,84; 0,42; 0,25; 0,105 y 0,074 mm), seleccionados de esta manera, debido al tipo de material obtenido del muestreo, seguidamente se pesó la fracción retenida en cada tamiz. Los resultados 39 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. finales se expresaron en porcentaje (%) de arena y limo-arcilla por cada estación y muestreo. Tabla 3. Numeración y abertura de tamices utilizados . Fuente: Espinace R. (1979). En este mismo sentido, para el reconocimiento de las propiedades físicas de los sedimentos se realizó la descripción mineralógica de la fracción gruesa y generalizada de las ocho (8) muestras de sedimentos superficiales del área de estudio, a través del Estereomicroscopio Zeiss, Discovery V12, con motor de enfoque y luz incidente, variable LED (figura 8), se utilizaron herramientas como aguja de disección, bandeja de reacción, bandeja metálica. Figura 8. Estereomicroscopio Zeiss, Discovery V12. Fuente: Laboratorio Geológico La Concepción, PDVSA (2015). 40 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. 2.2.6. Cartografía geológica: mapas de distribución de los elementos pesados Una vez obtenidos los resultados de la concentración de los metales pesados a través de la Espectrofotometría de absorción atómica, se elaboraron los mapas de distribución a lo largo del área de estudio para cada elemento cuya concentración fue >0,1; esto debido a la detección de ese elemento por medio del método analítico antes mencionado, permitiendo de esta manera visualizar el comportamiento distributivo en la zona estudiada. Esta operación se llevó a cabo a través de Surfer versión 12, este es un software completo para la visualización en 3D, la creación de isolíneas, y el modelado de superficies que se ejecuta bajo Microsoft Windows. Asimismo, se utilizó Didger 4, para la digitalización de la línea de costa y el cauce principal del río El Palmar. 2.2.7. Evaluar los niveles de concentración de metales El objetivo de este trabajo ha sido conocer el contenido total y la distribución de metales pesados en los sedimentos superficiales del campo Urdaneta. Aunque no siempre el contenido en metales pesados en los sedimentos refleja la cantidad disponible en la biota, es muy interesante conocer el potencial contaminante que existe en los sedimentos de esta zona estuarial. De esta forma se puede conocer el máximo grado de toxicidad por metales pesados a la que podrían estar sometidos los seres vivos, suponiendo condiciones ambientales en las que la biodisponibilidad sea máxima. Es por ello que los resultados obtenidos del análisis químico de los sedimentos a través de ICP se compararon con los límites máximos permisibles según la guía de calidad sugerida por Long et al., (1995) para sedimentos (tabla 4), específicamente mediante concentración más baja de un metal que produjo efectos adversos y los que designan el nivel en el cual la mitad de los estudios refirió efectos dañinos (ERL y EML respectivamente) son las concentraciones de químicos específicos que se derivan de los ensayos de toxicidad biológica compilados y muestreo sinóptica de sedimentos. Estos valores numéricos son directrices de calidad de sedimentos que fueron desarrollados por Long (1990) de la Administración Oceánica y Atmosférica Nacional Nacional Estados (NOAA). 41 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. Estos investigadores estudiaron e identificaron los efectos que ocasionan en los organismos y en el ecosistema la acumulación de nueve metales pesados (As, Cr, Cd, Pb, Cu, Ni, Zn, Hg, Ag). Estos criterios han sido ampliamente aceptados y se refieren en estudios realizados por la Agencia de Protección Ambiental de los EE.UU (USEPA), así como en los realizados por Accornero et al. (2008). Tabla 4. Límites Máximos Permisibles según la guía de calidad para metales (ppm). Fuente: Long et al., (1995). En la tabla 4 aparecen los límites de evaluación ecotoxicológica propuestos para sedimentos estuarinos por Long et al. (1995). Estos límites tienen dos valores de referencia para la concentración de metales contaminantes en sedimentos: la concentración más baja de un metal en sedimentos a partir de la cual se pueden producir efectos adversos en seres vivos (ERL) y el nivel máximo tolerable (ERM); valores superiores a este último son considerados muy tóxicos. Según Long et al. (1995) cuando: a. La concentración del metal sea menor que el ERL establecido para este, los niveles de contaminación no son significativos. b. La concentración del metal sea mayor que ERL y menor que ERM, significa ambiente contaminado. c. La concentración del metal sea mayor que ERM, el ambiente es tóxico. 42 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. CAPÍTULO III. RESULTADOS DE LA INVESTIGACIÓN En esta sección se presentan los resultados del estudio de la contaminación por metales pesados en sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela, obtenidos de una serie de actividades, desde la búsqueda de información, trabajo de campo, laboratorio y oficina, que conllevaron a la discusión y entrega de los siguientes resultados, que darán a conocer si existe o no algún grado de contaminación: 3.1. Características geológicas ambientales del área de estudio Estas características se basaron en el modelo que describe los factores que controlan las características de los estuarios, presentado por Perillo (1995) y Perillo y Piccolo (2012), que involucra factores: geológicos (localización, tectónica, isostasia, etc.), físicos (olas, mareas, atmósfera, etc.) biológicos y el factor humano. De este modo, para el presente estudio fueron utilizados como patrón los factores geológicos y el humano, los cuales son importantes en la definición de los procesos que actúan sobre este estuario. 3.1.1. Factores Geológicos Según la propuesta de esta metodología exponen como factores geológicos a los procesos físicos que se encuentran controlados por el agua o el viento y que dependen de las condiciones de contorno en el que estos factores están actuando. Por lo tanto, las características básicas en cualquier estuario son el resultado de la historia geológica de la zona, tanto a nivel regional como local. Aunado a ello se encuentran los factores que determinan las características fisiográficas de los estuarios, tales como el relieve costero y el tipo de rocas existentes en la costa y zonas donde los ríos desembocan en el estuario. En cuanto a esta declaración los diferentes eventos tectónicos ocurridos en la cuenca del Lago de Maracaibo propiamente, le otorgan un carácter deprimido de la cuenca y su cercado por los cordilleras andinas, definido por tres alineamientos orogénicos mayores: 43 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. la Sierra de Perijá al oeste, los Andes de Mérida al sureste y la Serranía de Trujillo al este, completando con el sistema de la falla de Oca en el norte (figura 9). Estos elementos tectónicos mayores fueron calificados por González de Juana et al. (1980) como ―Cinturones Móviles‖. Figura 9. Mapa geológico de la Cuenca del Lago de Maracaibo. Fuente: U. S. Geological Survey (2006). Otro factor geológico de relevancia en los últimos años también se ha puesto el énfasis en el papel hidrológico de un proceso que se observa de forma generalizada en las zonas de montaña de los países desarrollados. (Crockford & Richardson, 2000, Llorens & Domingo, 2007). 44 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. En este sentido el aporte hídrico que recibe el Lago de Maracaibo, a este drenan los siguientes ríos: Limón (drena a la bahía El Tablazo), Apón, Palmar, Santa Ana, Catatumbo, Escalante, Chama, Motatán, Misoa, Machango, Pueblo Viejo, entre otros (Figura 10) que a su vez drenan las aguas del ramal norte de la cordillera de Mérida en su zona occidental y la zona oriental de la Cordillera de Perijá, el colector principal es el Lago propiamente, cuya extensión es de unos ~12958,42 km 2 y está conformado por el Golfo de Venezuela, la Bahía el Tablazo, el Estrecho de Maracaibo, el Lago en sí y los ríos tributarios (Parra, 1979; Herman de Bautista, 1997). Figura 10. Ríos que drenan a la Cuenca del Lago de Maracaibo, Venezuela. 1: Guasare, 2: Sinamaica-La Boquita, 3: Palmar, 4: Apón, 5: Santa Ana, 6: Catatumbo, 7: Zulia, 8: Táchira, 9: Escalante, 10: Chama, 11: San Pedro, 12: Torondoy, 13 Motatán, 14: Misoa, 15: Machango, 16: Pueblo Viejo. Fuente: Rivas Z. et al (2009). 45 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. En este mismo sentido, Rivas Z. et al (2005) realizaron un estudio sobre la contribución de principales ríos tributarios a la contaminación y eutrofización del Lago de Maracaibo. El objetivo de este estudio fue determinar los niveles de elementos eutroficantes en los principales ríos tributarios de la zona sur del Lago de Maracaibo. Los muestreos se realizaron en los ríos Santa Ana, Catatumbo, Birimbay, Bravo, Escalante, Chama y Motatán, los cuales contribuyen con el 70% de agua dulce que entra al Lago. Los resultados obtenidos indican un incremento del aporte en la carga másica de 1,06 veces para el NT y una disminución de 3,26 veces para el PT en relación a valores reportados anteriormente. Los aumentos en las concentraciones de algunos elementos como el NT y PT en los ríos, en comparación con estudios anteriores reflejan el incremento de las actividades antrópicas asociadas a la deforestación, utilización de agroquímicos, y otros, en las distintas subcuencas. 3.1.2. Factores Humanos Los estuarios son el ambiente costero por excelencia donde se producen los mayores impactos antrópicos. Ello se debe justamente a su ubicación privilegiada para el desarrollo de ciudades y puertos, los que normalmente tienen asociados polos industriales. La sumatoria de las descargas cloacales como industriales suelen ser enviadas a los estuarios. Respecto a esta temática (Gardner, 1998; Ledo, 2003), expuso en el Lago de Maracaibo este factor unas 500 compañías, incluyendo refinerías químicas, tenerías, mataderos, minas de carbón y actualmente sirve también como destino final de una gran cantidad de aguas servidas. Por escorrentía llegan a través de los ríos tributarios, entre ellos el rio Catatumbo, pesticidas disueltos en el agua producto de las actividades agrícolas, así como también petróleo o sus productos derivados como consecuencia de la explotación y traslado de este en la cuenca de este importante sistema acuático. Sin embargo, la mayor contaminación proviene de las aguas residuales de alrededor de 5 millones de personas que viven a lo largo de sus costas Sumado al factor humano sobre la afectación del Lago de Maracaibo, Corona (2012), en el documento presentado como Contaminación antropogénica en el Lago de 46 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. Maracaibo, Venezuela, llevo a cabo una revisión bibliográfica exhaustiva sobre el impacto ecológico de la contaminación antropogénica en aguas, biota y explotación pesquera del sistema de Maracaibo. Donde establece que esta problemática ambiental, ha generado un desequilibrio ecológico de los componentes bióticos y abióticos del estuario; ofreciendo de esta manera una visión amplia sobre las repercusiones ecológicas en el lago. A través de este aporte bibliográfico Corona, así como el resto de los autores que dan soporte a dicha investigación mantienen en común sobre la trayectoria histórica del Sistema del Lago de Maracaibo, el cual siguiere los orígenes de contaminación al periodo de inicio de la explotación petrolera, a la cual se han ido sumando otros tipos de actividades que han generado el desarrollo de la contaminación como lo es la industria avícola, agrícola, porcina, camaronera, pecuaria, minera y urbanística. Conllevando de esta manera a la destrucción del hábitat de los ecosistemas que coexisten en dicho lago, evidenciado en la alteración de la calidad fisicoquímica del agua y del sedimento. Finalmente considerando las características geológicas ambientales del área de estudio, bajo el factor geológico y humano, que como ya bien es sabido, condicionan los aspectos ambientales del mismo, alguno de ellos puede ser visualizado en la figura 11, donde se puede apreciar, lo siguiente: 1. Desembocadura del río El Palmar a una distancia de 2,17 Km del punto de muestreo (P7). Respecto a este factor de aporte sedimentológico se evaluó el histórico de los años 2001, 2004 y 2015. Observando el aumento de dicho aporte para el presente. 2. Actividad industrial, grandes camaroneras, estos se encuentran a una distancia promedio de referenciados a la costa del NW del Lago de Maracaibo. 3. Otro punto importante es la cercanía a las diferentes estaciones de flujo y gabarras petroleras, distribuidas en el área de estudio. 4. Bajo este instrumento también se logró observar la disminución de la zona de manglares ubicada al borde de la cuenca, en la costa NW del Lago de Maracaibo. 5. En cuanto a la zona urbanizada al margen de costa que cubrió el estudio de P1 a P8, son pequeños sectores no planificados y distantes que se lograron apreciar para la actualidad. 47 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. Al mismo tiempo cabe destacar, tal como se mencionó anteriormente, existen más de 500 compañías, incluyendo refinerías químicas, tenerías, mataderos, minas de carbón que llevan a cabo sus actividades a lo largo del Lago de Maracaibo, dentro y fuera del (su costa), sirviendo este último como destino final de una gran cantidad de los residuales de estas actividades antropogénicas, sumando con ello daño a este ecosistema y a la salud pública . Figura 11. Imagen satelital del área de estudio que refleja factores antropogénicos y litogénica Fuente: Google Eart (2015). Sin embargo, para analizar correctamente las posibles fuentes de contaminación de tomar en cuenta otro factor: una vez que comienzan los procesos erosivos de cuerpos litológicos, los metales son lixiviados y transportados, dando lugar a lo que se podría llamar un proceso de ‗contaminación natural‘ de los ríos, mientras más prolongado el proceso, más grande serán los efectos. 48 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. Tal como lo expresa Guillen (1982); Mogollón y Bifano (1985) y Zhang (1992): Los ríos constituyen una de las principales vías de transporte de metales a las zonas costeras, debido a la gran afinidad que tienen estos elementos para ser transportados en el material suspendido. Así, las costas con influencia de ríos constituyen uno de los ecosistemas más sensibles a ser afectados, ya que los metales, al entrar en contacto con la zona marina, sufren procesos que, junto con algunos factores ambientales, permiten su acumulación en los sedimentos. 3.1.3. Descripción de los Sedimentos superficiales del área de estudio. En este contexto, la descripción litológica del muestreo de sedimentos superficiales realizados en el Laboratorio Geológico La Concepción, perteneciente a Petróleos de Venezuela (PDVSA), con el apoyo de analistas en Sedimentología, arrojo lo siguiente: Inicialmente con base a los resultados obtenidos del tamizado de las muestras se procedió a clasificar los sedimentos en función de su tamaño de grano utilizando el Sistema Unificado de suelos (USCS), mostrando que los mismos corresponden en su mayoría (93%) a arenas que van de grano grueso a fino y la fracción fina correspondiente a limos y arcillas(7%). Dichos resultados se expresan en la siguiente tabla y en la gráfica de la figura 12. Tabla 5. Resultados del tamizado Coordenadas UTM N E 1134835 194685 1133225 193815 1131687 192659 1131221 192539 1129269 192038 1128803 190682 1124546 187897 1109935 177325 CONTENIDO LITOLOGICO %ARENA %LIMO Y ARCILLA 82 18 99 1 97 3 87 13 98 2 96 4 94 6 94 6 Fuente: Laboratorio Geológico La Concepción, PDVSA (2015) Es importante señalar que en laboratorio fue descrita a detalle la fracción gruesa y fina de estos sedimentos, se presenta a continuación la descripción del punto de muestreo 1, el resto de las muestras de sedimentos se encuentran descritas en anexo 3 al 9. 49 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. Figura 12. Gráfica de la distribución granulométrica de los sedimentos superficiales de la zona de estudio. Fuente: Elaborado a partir de los datos proporcionado por el Laboratorio Geológico La Concepción, PDVSA (2015). La muestra analizada está conformado en orden de abundancia por una secuencia de granos sueltos de cuarzo seguido Limos y arcillas así de fragmentos líticos de rocas sedimentarias y en menor proporción como accesorios se presentan fragmentos de concha partidas. Dichos sedimentos presentan las siguientes características: - Granos sueltos de cuarzo: frecuentemente fracturados de una variedad de colores semicristalino, amarillento, ahumado, blanquecino de grano fino a grueso de granos sub angulares a subredondeados de moderado a mal escogidos. - Fragmentos líticos: fragmentos líticos de rocas sedimentarias chert color negro fractura concoidal brillo sedoso muy dura. Fragmentos de lutitas color negro laminar fractura en bloque de aspecto limoso así como fragmentos de concha de bivalvos de color blanco a amarillento fragmentadas. (Ver fotografía de la figura 13). 50 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. Figura 13. Fotografía de la Muestra 1: granos de cuarzo flechas Verdes. Fragmentos líticos flechas amarillas. Fuente: Laboratorio Geológico La Concepción, PDVSA (2015). 3.3. Identificación de la variedad y concentraciones de elementos metálicos pesados existentes en los sedimentos del área de estudio y el factor de concentración. 3.3.1. Variedad de metales pesados y sus concentraciones. Los resultados obtenido de la evaluación de los 16 metales pesados en el sedimento superficial del Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, exponen la presencia ocho (8) de ellos en la zona de estudio (tabla 6), Plomo (Pb), Vanadio (V), Selenio (Se), Zinc (Zn), Arsénico (As), Magnesio (Mg), Berilio (Be) y Mercurio (Hg). Es importante señalar que existen metales esenciales para mantener el equilibrio químico - biológico en este estuario, sin embargo otros son considerados no esenciales y hasta tóxicos para el medio y el hombre. Marcovecchio J. (2013) expresa que los metales como el Cu, Co, Fe, Mn y Zn incluyen aquellos elementos trazas esenciales que se necesitan para realizar las funciones metabólicas vitales en los organismos, siendo requeridos a bajas concentraciones, 51 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. aunque se convierten en tóxicos a altas concentraciones. Por otro lado la (Ag, As, Cd, Pb, Cr, Hg, Se, Sn) incluyen los elementos traza no esenciales o no requeridos para las actividades metabólicas, es decir no tienen ninguna función biológica conocida, y que son tóxicos incluso a bajas concentraciones. Y otros como él (Cu, Fe, Co, Mg, Mo, Ni y Zn) cumplen funciones esenciales para la biosíntesis, substancias de crecimientos, clorofilas y metabolitos secundarios, (Appenroth, 2010). Tabla 6. Metales presentes en la zona de estudio MP (mg.Kg¯¹) Plomo (Pb) Vanadio (V) Selenio (Se) Cinc (Zn) Arsenico (As) Magnesio (Mg) Berilio (Be) Mercurio (Hg) \ Nº Muestra CU-1 3.5 10.17 3.21 < 0.1 4.22 133.29 0.36 3.96 CU-2 4.08 18.61 2.15 2.02 11.19 45.86 0.58 3.53 CU-3 4.06 25.16 2.28 1.1 13.7 64.14 0.54 3.68 CU-4 5.5 18.02 3.23 2.9 8.95 249.5 0.54 4.28 CU-5 2.76 8.72 2.92 < 0.1 5.44 64.01 0.33 5.48 CU-6 4.9 21.78 2.43 0.47 15.9 83.54 0.51 6.39 CU-7 4.17 23.35 2.09 0.83 15.55 72.45 0.51 3.58 CU-8 4.69 20.54 2.7 1.44 17.58 125.5 0.46 4.69 . Fuente: Elaborado a partir de los datos proporcionados por la Escuela de Química, Facultad de Ciencias, LUZ (2015). Por otro lado metales como el arsénico (As), el zinc (Zn), el cobre (Cu) y el plomo (Pb) son elementos recurrentes en los problemas derivados de la contaminación ambiental en zonas cercanas a asentamientos humanos (Papakostidis et al. 1975; Grimanis et al. 1977: Amat et al. 2002; González et al. 2009; Galán et al. 2009), de ahí que la cuantificación de estos metales en los sedimentos de dichas zonas permite establecer los niveles de concentración característicos de ese ambiente y revelar situaciones anómalas. Apoyado en el anteriormente referido se puede evidenciar que existe una variabilidad entre metales esenciales y otros no, pero el nivel de contaminación y/o toxicidad dependerá de las concentraciones que arrojaron dichos elementos, que estarán en función de la procedencia del sedimento y la intervención antropogénica. Por otro lado respecto al resto de los elementos evaluados no fue detectada su presencia debido a que los valores de los mismos fue <0,1, por lo cual no fue detectado por el equipo ICP-MS. 52 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. Para la determinación de las concentraciones y de los elementos presentes, el criterio usado fue la comparación de los valores en los sedimentos estudiados con los valores presentados por Long et al. (1995), NOOA (tabla 7). Tabla 7. Comparación de la concentración de los Metales obtenidos vs ER-L y EM-L NOOA (1995). MP (mg,Kg¯¹) \ Nº Muestra CU-1 CU-2 CU-3 CU-4 CU-5 CU-6 CU-7 CU-8 ER-L, NOOA EM-L, NOOA Plomo (Pb) 3,50 4,08 4,06 5,50 2,76 4,90 4,17 4,69 46,50 218,00 Vanadio (V) 10,17 18,61 25,16 18,02 8,72 21,78 23,35 20,54 — — Selenio (Se) 3,21 2,15 2,28 3,23 2,92 2,43 2,09 2,70 — — Cinc (Zn) < 0,1 2,02 1,10 2,90 < 0,1 0,47 0,83 1,44 150 410 Arsenico (As) 4,22 11,19 13,70 8,95 5,44 15,90 15,55 17,58 8,2 70 Magnesio (Mg) 133,29 45,86 64,14 249,50 64,01 83,54 72,45 125,50 — — Berilio (Be) 0,36 0,58 0,54 0,54 0,33 0,51 0,51 0,46 — — Mercurio (Hg) 3,96 3,53 3,68 4,28 5,48 6,39 3,58 4,69 0,15 0,71 Fuente: elaborado a partir de los datos proporcionado por la Escuela de Química, Facultad de Ciencias, LUZ (2015). Esta evaluación establece valores de referencia denominados efecto de rango bajo (ERL) y efecto de rango medio (ERM), de los cuales se derivan tres categorías de efectos biológicos adversos: raramente observados (concentración < ERL), ocasionalmente observados (concentración entre ERL y ERM) y frecuentemente observados (concentración > ERM). Se observó valores por debajo del ERL en la concentración de Pb y Zn, mientras que el As, presento valores por encima del ER-L, pero por debajo del EM-L, lo que implica bajo este metal, este estuario se encuentra contaminado. Por su parte el Hg, sobrepasa ambos niveles, ubicándose dentro de los criterios de Long et al. (1995), como un ambiente toxico. Arsénico: Para este elemento se encontró en los puntos uno (1) y cinco (5), valores por debajo de concentración más baja de un metal que produjo efectos adversos (ER-L). Mientras que para el resto de las muestras resulto contaminado (tabla 6 y figura 14). Al mismo tiempo es importante señalar que el mayor valor de concentración de arsénico está ubicado en los siguientes puntos de muestreo: CU-8>CU-6>CU-7>CU-3>CU2>CU-4>CU-5>CU-1. 53 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. Figura 14. Gráfico que muestra la comparación del resultado de As (Evaluado por EAA) vs Valores de Riesgo Relativo (ER-L, NOOA). Fuente: Elaboración Propia (2015). Al arsénico se le encuentra natural como mineral de cobalto, aunque por lo general está en la superficie de las rocas combinado con azufre o metales como Mn, Fe, Co, Ni, Ag o Sn. El Arsénico es uno de los más tóxicos elementos que pueden ser encontrados. Debido a sus efectos tóxicos, los enlaces de Arsénico inorgánico ocurren en la tierra naturalmente en pequeñas cantidades. Los humanos pueden ser expuestos al Arsénico a través de la comida, agua y aire. La exposición al Arsénico puede ser más alta para la gente que trabaja con Arsénico, para gente que bebe significantes cantidades de vino, para gente que vive en casas que contienen conservantes de la madera y gente que viven en granjas donde el Arsénico de los pesticidas ha sido aplicado en el pasado. 54 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. Figura 15. Gráfico que muestra la comparación del resultado de As (Evaluado por EAA) vs Valores de Riesgo Relativo (ER-L, NOOA). Fuente: Elaboración Propia (2015). Mercurio: Para este metal se obtuvo que los resultados obtenidos de la evaluación de los sedimentos superficiales del Campo Urdaneta, superaron los valores por debajo de concentración más baja de un metal que produjo efectos adversos (ER-L) y los que designan el nivel en el cual la mitad de los estudios refirió efectos dañinos (EM-L), demostrando según Long, et al. (1995), toxicidad sobre este ambiente. Los efectos del Mercurio sobre la salud de este elemento que puede ser encontrado de forma natural en el medio ambiente. Puede ser encontrado en forma de metal, como sales de Mercurio o como Mercurio orgánico. El mercurio metálico es usado en una variedad de productos de las casas, como barómetros, termómetros, bombillas fluorescentes. El mercurio en estos mecanismos está atrapado y usualmente no causa ningún problema de salud. De cualquier manera, cuando un termómetro se rompe una exposición significativamente alta al mercurio 55 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. ocurre a través de la respiración, esto ocurrirá por un periodo de tiempo corto mientras este se evapora. Esto puede causar efectos dañinos, como daño a los nervios, al cerebro y riñones, irritación de los pulmones, irritación de los ojos, reacciones en la piel, vómitos y diarreas. El mercurio no es encontrado de forma natural en los alimentos, pero este puede aparecer en la comida así como ser expandido en las cadenas alimentarias por pequeños organismos que son consumidos por los humanos, por ejemplo a través de los peces. Las concentraciones de mercurio en los peces usualmente exceden en gran medida las concentraciones en el agua donde viven. Los productos de la cría de ganado pueden también contener eminentes cantidades de Mercurio. El mercurio no es comúnmente encontrado en plantas, pero este puede entrar en los cuerpos humanos a través de vegetales y otros cultivos. Cuando sprays que contienen Mercurio son aplicados en la agricultura. El mercurio tiene un número de efectos sobre los humanos, que pueden ser todos simplificados en las siguientes principalmente:  Daño al sistema nervioso.  Daño a las funciones del cerebro.  Daño al ADN y cromosomas.  Reacciones alérgicas, irritación de la piel, cansancio, y dolor de cabeza.  Efectos negativos en la reproducción, daño en el esperma, defectos de nacimientos y abortos. Estos efectos se pueden ver reflejados en la Evaluación de la Contaminación por Mercurio en la Biota Acuática, Aguas y Sedimentos de la Cuenca Alta del río Cuyuní, Estado Bolívar, Venezuela, el objetivo de este trabajo fue evaluar la contaminación en muestras de sedimentos utilizando el índice Cuota de Riesgo (HQ, de su siglas en inglés) determinando el riesgo de la ingesta de metilmercurio (MeHg) proveniente del consumo de pescado. El rango de valores de concentración de mercurio obtenidos en 56 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. los sedimentos fue de con factores de enriquecimiento (FE) >1 indicando una entrada de mercurio antropogénica. Los valores HQ obtenidos sugieren una seria situación de riesgo para la salud de las poblaciones locales, debido al consumo de pescado. 3.3.2. Elaborar mapas de distribución del contenido de los metales pesados contaminantes en sedimentos en el campo Urdaneta de la cuenca del Lago de Maracaibo. Aunado a la evaluación llevada a cabo a través de la comparación de los valores obtenidos en este estudio y los enunciados por Long, et al. (1995), se presenta la valoración del grado de contaminación a través de un método muy sencillo para detectar si un sedimento está contaminado o no, que consiste en la elaboración de mapas de concentración superficial del elemento o mapas de anomalías geoquímicas (Chester y Voutsinou, 1981), que permiten identificar las áreas o regiones con contenidos anómalos. Arsénico: Los resultados obtenidos para este metal indican que el mayor valor de concentración de arsénico está ubicado en los siguientes puntos de muestreo: CU8>CU-6>CU-7>CU-3>CU-2>CU-4>CU-5>CU-1(figura 16). Que según esta distribución geográfica de los puntos de muestreo refleja de forma general que existe un creciente contenido/concentración desde la zona norte (CU-1) del área de estudio al sur de los mismos (CU-8). Mercurio: Para este metal respecto a la ubicación de dichas concentraciones en el área de estudio, resulto que el mayor nivel de concentración de Hg, está ubicado en los siguientes puntos de muestreo: CU-6>CU-5>CU-8>CU-4>CU-1>CU-3>CU-7>CU-2 (figura 17). Cabe destacar respecto a la distribución geográfica de las muestras para ambos metales (As y Hg) que no refleja un patrón marcadamente definido de la carga de metales pesados en los sedimentos. No se ha encontrado un claro gradiente en el que todas las muestras con las concentraciones más elevadas se localicen en una zona concreta, y a medida que nos alejamos de ésta, las concentraciones fueran disminuyendo. Sí es posible encontrar algunas muestras agrupadas con altas 57 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. concentraciones de metales, pero en sus proximidades se localizan otras muestras que tienen un bajo contenido. La contaminación que refleja los sedimentos es difusa, respecto a su ubicación y por ende definir una fuente de aporte a dicha alteración del medio. Figura 16. Mapa de Distribución del Metal Arsénico en el área de estudio Fuente: Elaboración Propia (2015). 58 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. Figura 17. Mapa de Distribución del Metal Mercurio en el área de estudio Fuente: Elaboración Propia (2015). 3.3. Evaluar los niveles de toxicidad que producen esos elementos. Una vez comparados los resultados de los cuatro (4) metales pesados, con los niveles ambientales permisibles según Long, et al. (1995). Se procedió a determinar el Factor de Contaminación (FC) del Arsénico y Mercurio, el cual se define como la relación entre la concentración del elemento en la muestra (Me) y la concentración del elemento 59 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. correspondiente a su valor de base (Me) BL (Rubio et al. 2000). Carballeira et al. (1997) establecen los siguientes rangos de clasificación para este factor (tabla 8) FC = (Me) / (Me)BL Tabla 8. Grado de Contaminación Fuente: Carballeira et al. (1997) Tabla 9. Grado de Contaminación del Metal Arsénico Nº Muestra Coordenadas UTM N E Arsenico (As) mg,Kg‫־‬¹ FC ER-L 0,51 1,36 1,67 1,09 0,66 1,94 1,90 2,14 CU-1 1134835 194685 4,22 CU-2 1133225 193815 11,19 CU-3 1131687 192659 13,70 CU-4 1131221 192539 8,95 CU-5 1129269 192038 5,44 CU-6 1128803 190682 15,90 CU-7 1124546 187897 15,55 CU-8 1109935 177325 17,58 Grado de Contaminación <1 Ausente a bajo 1-3 Moderado 1-3 Moderado 1-3 Moderado >6 Muy alto 1-3 Moderado 1-3 Moderado 1-3 Moderado Fuente: elaborado a partir de los datos proporcionado por la Escuela de Química, Facultad de Ciencias, LUZ (2015). Tabla 10. Grado de Contaminación del Metal Mercurio Nº Muestra CU-1 CU-2 CU-3 CU-4 CU-5 CU-6 CU-7 CU-8 Coordenadas UTM Mercurio (Hg) FC FC N E mg,Kg‫־‬¹ ER-L EM-L 1134835 194685 3,96 26,4 5,6 1133225 193815 3,53 23,5 5 1131687 192659 3,68 24,5 5,2 1131221 192539 4,28 28,5 6 1129269 192038 5,48 36,5 7,7 1128803 190682 6,39 42,6 9 1124546 187897 3,58 23,9 5 1109935 177325 4,69 31,3 6,6 Grado de Contaminación 3-6 Considerable 3-6 Considerable 3-6 Considerable >6 Muy alto >6 Muy alto >6 Muy alto 3-6 Considerable >6 Muy alto Fuente: elaborado a partir de los datos proporcionado por la Escuela de Química, Facultad de Ciencias, LUZ (2015). Estos resultados finales (tabla 9 y 10) pueden ser atribuidos a diversas fuentes, tales como la industria petrolera, industrial, urbanística o la actividad antropogénica en 60 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. general. La contaminación por metales de una amplia variedad de fuentes, permite establecer que las variaciones de estos en el sedimento puede reflejar la mezcla de sedimentos de diferentes orígenes, por lo que se requiere de mucho cuidado en la interpretación de los resultados de niveles de metales en sedimentos acuáticos, principalmente cuando son utilizados para identificar fuente de contaminación (Bartoli y col., 2011). Sin embargo, el contenido de metales en sedimentos de ambientes acuáticos se considera un buen indicador de contaminación antropogénica, debido a que (Strady col., 2011): 1. Los cambios en el tiempo son mucho menor en relación al agua. 2. Los niveles de metales clarifican la distribución geográfica de contaminaciones en diferentes áreas. 3. Representan datos integrados de tiempo sobre las condiciones locales en los sistemas acuáticos y su cuenca, proporcionando información del aporte al sistema en diferentes periodos de tiempo. 4. Las concentraciones altas en los sedimentos pueden asociarse con concentraciones altas en biota. 5 .Las concentraciones se encuentran por encima de los límites de detección y las muestras pueden guardarse y reanalizarse. Sin embargo, el hecho de que un contaminante produzca la muerte de algunos organismos de una población puede tener poca o ningún significado ecológico, mientras que cuando un contaminante no produce la muerte de los individuos pero si el retardo en el desarrollo puede tener considerable impacto ecológico (Besada y col., 2011). Con relación a su extracción, la influencia de la industria petrolera sobre las concentración de metales pesados en ambientes acuáticos ha sido ampliamente documentada en distintos sistemas acuáticos, constituyendo las actividades de explotación, refinación y transporte de crudo un aporte considerable de metales a los sistemas acuáticos principalmente de Pb, V y Ni (Botello col., 1997; Metwally col., 1997; Perceval y col., 2006; Sadiq col., 1992). Este trabajo pone de manifiesto un potencial y grave problema ambiental, debido al elevado contenido de los metales pesados registrados en los sedimentos de la zona de estudio. 61 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. CONCLUSIONES En base a la revisión bibliográfica exhaustiva que partieron de estudios previos de la zona, establece que esta problemática ambiental, ha generado un desequilibrio al ecosistema del estuario. El factor geológico, los diferentes eventos tectónicos ocurridos en la cuenca del Lago de Maracaibo, le otorgan un carácter deprimido y enmarcado por los cordilleras andinas al E, S y W, otro FG de relevancia en los últimos años es el papel hidrológico, que incide directamente en lago de Maracaibo, quien recibe un aporte hídrico importante de mas de 16 ríos, en cuanto a los contaminantes de procedencia humana, transportados por el río El Palmar, ubicado a 2,17 Km, cercano los puntos, también la actividad industrial, grandes camaroneras, estaciones de flujo y gabarras petroleras, distribuidas en el área de investigación, disminución de la zona de manglares. Estos contaminantes pueden provenir de fuentes litogénicas, así como antropogénica. De los 16 elementos evaluados, Fue determinada la presencia de (Pb, V, Se, Zn, As, Mg, Be y Hg). De los cuales el As y Hg, sobrepasaron los valores de referencia ERL (criterios de Long et al., 1995). Por otro lado, los metales Sb, Ti, Mo, Co, Cu, Cd y Cr, no fueron detectados. Por otra parte, en la evaluación toxicológica el factor de concentración del As va de ausente a bajo (P1), a muy alto en P5, mientras que para el mercurio de considerable en P7, P2, P3 y P1, mientras que el grado de contaminación para P4, P8, P5 y P6, es muy alto. Por ende este trabajo pone de manifiesto un potencial y grave problema ambiental, debido al elevado contenido de los metales pesados registrados en los sedimentos de la zona de estudio. 62 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. RECOMENDACIONES Elaborar una propuesta de manejo adecuado de los residuos orgánicos, químicos e inorgánicos en las distintas fases de las diversas actividades industriales o domesticas que generen un menor impacto ambiental. Además, sería muy valioso complementar el análisis de metales pesados en el sedimento con el análisis de metales pesados en la columna de agua, para determinar su remobilización y biodisponibilidad. Definir estrategias de integración alrededor de los planes en formulación, mediante la concertación de las capacidades de organismos locales y regionales, públicos y privados con injerencia directa en la conservación del Lago de Maracaibo. Evaluar Alternativas para la destoxificación del Lago de Maracaibo, dentro de las cuales la fitorremediación (phyto = planta y remediación = mal por corregir), es un proceso que utiliza plantas para remover, transferir, estabilizar, concentrar y/o destruir contaminantes (orgánicos e inorgánicos) en suelos, lodos y sedimentos, y puede aplicarse tanto in situ como ex situ. La fitorremediación puede aplicarse eficientemente para tratar suelos contaminados con compuestos inorgánicos como Cd, Cr (VI), Co, Cu, Pb, Ni, Se y Zn. Se ha demostrado también su eficiencia en la remoción de metales radioactivos y tóxicos de suelos y agua. Para que una tecnología sea sostenible, debe ser económicamente viable y ambientalmente compatible. 63 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS Accornero, A.; Gnerre, R.; Manfra, L. (2008). Sediment concentrations of trace metals in the Berre Lagoon (France): An assessment of contamination. Archives of Environmental Contamination and Toxicology 54: 372-385.Amat et al. 2002. Agudelo L. et al. (2005). Fitorremediación: la alternativa para absorber metales pesados de los biosólidos. Aguilera, M., Azócar, A. y González, E. (2003). Biodiversidad en Venezuela. Tomos I y II. Fundación Polar. Caracas, Venezuela. Aguirre G. et, al. (2009). Toxicidad no específica en sedimentos portuarios. Health, 22, 131- 153. Antoranz, A., Pelegri, J., Masciangiolf, P. (2001). 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(2001). 76 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. Anexo 2. Área de estudio. Se muestra la ubicación nacional y regional de las estaciones de estudios. SA: Santa Ana, BR: Bravo, CA: Catatumbo, BI: Birimbay, ES: Escalante, CH: Chama, MO: Motatán. Fuente: Zulay Rivas, et al, (2005). 77 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. Anexo 3. Caracterización Sedimentológica de Sedimentos Superficiales, del Campo Urdaneta, Lago de Maracaibo. Muestra CU-1. 78 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. Anexo 4. Caracterización Sedimentológica de Sedimentos Superficiales, del Campo Urdaneta, Lago de Maracaibo. Muestra CU-2. 79 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. Anexo 5. Caracterización Sedimentológica de Sedimentos Superficiales, del Campo Urdaneta, Lago de Maracaibo. Muestra CU-3. 80 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. Anexo 6. Caracterización Sedimentológica de Sedimentos Superficiales, del Campo Urdaneta, Lago de Maracaibo. Muestra CU-4. 81 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. Anexo 7. Caracterización Sedimentológica de Sedimentos Superficiales, del Campo Urdaneta, Lago de Maracaibo. Muestra CU-5. 82 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. Anexo 8. Caracterización Sedimentológica de Sedimentos Superficiales, del Campo Urdaneta, Lago de Maracaibo. Muestra CU-6. 83 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. Anexo 9. Caracterización Sedimentológica de Sedimentos Superficiales, del Campo Urdaneta, Lago de Maracaibo. Muestra CU-7. 84 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. Anexo 10. Caracterización Sedimentológica de Sedimentos Superficiales, del Campo Urdaneta, Lago de Maracaibo. Muestra CU-8. 85 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. Anexo 11. Mapa de Ubicación de los Puntos de Muestreos 86 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. Anexo 12. Mapa de Distribución del Metal Berilio (Be) mg. Kg-1 87 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. Anexo 13. Mapa de Distribución del Metal Magnesio (Mg) mg. Kg-1 88 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. Anexo 14. Mapa de Distribución del Metal Plomo (Pb) mg. Kg-1 89 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. Anexo 15. Mapa de Distribución del Metal Selenio (Se) mg. Kg-1 90 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. Anexo 16. Mapa de Distribución del Metal Vanadio (V) mg. Kg-1 91 �Estudio de la Contaminación por Metales Pesados en Sedimentos en el Campo Urdaneta del Lago de Maracaibo, estado Zulia, Venezuela. Anexo 17. Mapa de Distribución del Metal Zinc (Zn) mg. Kg-1 92 � Dublin Core The Dublin Core metadata element set is common to all Omeka records, including items, files, and collections. For more information see, http://dublincore.org/documents/dces/. Title A name given to the resource Tesis Text A resource consisting primarily of words for reading. Examples include books, letters, dissertations, poems, newspapers, articles, archives of mailing lists. Note that facsimiles or images of texts are still of the genre Text. Dublin Core The Dublin Core metadata element set is common to all Omeka records, including items, files, and collections. For more information see, http://dublincore.org/documents/dces/. Title A name given to the resource Estudio de la contaminación por metales pesados en sedimentos en el campo Urdaneta del lago de Maracaibo, Estado Zulia, Venezuela Creator An entity primarily responsible for making the resource Persis Dulce Milagros González Maza Publisher An entity responsible for making the resource available Editorial Digital Universitaria de Moa Type The nature or genre of the resource Tesis maestría Date A point or period of time associated with an event in the lifecycle of the resource 2015 https://repoedum.ismm.edu.cu/files/original/0d67b08a5bb2911ca86bfc366e50e6f5.pdf 1084d203280ab35304f32f822949bb66 PDF Text Text Tesis doctoral DESARROLLO DE HERRAMIENTAS PARA LA CREACIÓN, MODELACIÓN Y COMPROBACIÓN DE PROTECCIONES ELÉCTRICAS Orlys Ernesto Torres Breffe �Resumen de la Tesis 1 MINI STER IO DE EDUCACI ÓN SUPE RIOR INSTITU TO SUP ERIO R MINE RO MET ALÚR GICO “DR. ANTO NIO NÚÑE Z JIMÉNEZ ” FACU LTAD DE MET ALUR GIA Y ELECTRO MEC ÁNIC A DEP ARTAM ENTO DE EL ÉCTRI CA TESI S PRES ENT ADA EN OPCI ÓN AL TÍTU LO ACAD ÉMICO DE DOC TOR EN CIEN CIAS TÉCNI CAS TÍ TULO: Desar roll o de herra mientas para la crea ción, model ación y comp roba ción de prot ecci ones eléc tri cas Auto r: MSc. Orl ys Ern esto Torr es Bre ffe Tuto re s: Dr. Anto nio Martínez García Dra. Mir iam Vilarag ut Llan es 2005 Año de la Alte rna tiva Boli vari ana par a las Amér icas De sar ro ll o de he rr am ien ta s pa ra la cre ac ión , mo de la ci ón y com pr ob ac ión de Pr ot ec cio ne s Elé ct ri cas M.Sc . Orlys Ernesto To rres Breffe In st it ut o Sup er ior Mi ne ro Me ta lú rg ico de Mo a Dr. Ant on io Núñ ez Jim én ez �Introducción General 2 Introducción General La ciencia de las protecciones eléctricas tiene poco más de un siglo de existencia. Los primeros dispositivos de protección surgen, por necesidad, al unísono con el primer Sistema Eléctrico de Potencia a finales del siglo XIX. A lo largo del siglo XX, se desarrollan sorprendentemente tanto los conceptos teóricos como la tecnología utilizada en los dispositivos de protección. El siglo XXI augura cambios aún más sorprendentes con modificaciones conceptuales y filosóficas para esta ciencia. Los conceptos desarrollados a principios del siglo pasado, basados fundamentalmente en el empleo de la lógica booleana (protecciones convencionales), aún son la base de la filosofía empleada en la comprensión y el trabajo de los dispositivos digitales que se emplean en la actualidad. La introducción de los Métodos de Inteligencia Artificial amenaza con transformar radicalmente estos conceptos (protecciones inteligentes). A finales del siglo XX tanto la modelación matemática y la simulación de los dispositivos de protección comenzaron a ser una necesidad. Los dispositivos digitales, basados en microprocesadores, han incorporado funciones de protección que evolucionaron en numerosas y necesarias combinaciones lógicas, si se comparan con los clásicos dispositivos de principios de siglo, aumentando las probabilidades de una selección y/o ajuste incorrectos. En la actualidad, un Relé Digital Multifunción, además de constituir la protección integral de un elemento cualquiera del Sistema Eléctrico de Potencia, incluye los instrumentos de medición y control necesarios. Esto ofrece numerosas ventajas en cuanto a la reducción del tamaño de las instalaciones y el costo del mantenimiento, entre otras. �Introducción General 3 Situación problémica Los fabricantes de Relés Digitales modernos precisan de verificar adecuadamente el correcto funcionamiento de cada una de las funciones de protección, medición y control, así como sus combinaciones, antes de introducirlos al mercado. Constantemente se están publicando nuevas versiones del software de bajo nivel de estos dispositivos, ya sea para corregir determinado error encontrado, hacer determinada modificación o mejorar una u otra función de protección, medición o control. Los técnicos que proyectan y/o instalan los sistemas de protecciones digitales, necesitan asegurar o garantizar la correcta selección de las funciones de protección y sus ajustes. De la misma forma, en caso de que se presenten incorrectas operaciones, el problema radica en determinar rápidamente las causas que las provocan. Las numerosas combinaciones lógicas de las funciones de protección incluidas en los Relés Multifunción, así como la complejidad de las mismas, hacen de este proceso de selección, ajuste y búsqueda de las causas de operaciones incorrectas, un proceso lento y costoso. Este problema, tanto desde el punto de vista del fabricante como de los técnicos y proyectistas, se incrementará con el empleo de los Métodos de Inteligencia Artificial en los dispositivos de protección. Estos métodos sencillamente no pueden ser analizados sin la ayuda de una computadora digital potente. Problemas no resueltos A finales del siglo XX las grandes compañías fabricantes de Relés comenzaron con la aplicación de Simuladores Digitales en Tiempo Real que les permitieron verificar el �Introducción General 4 comportamiento de sus Relés antes de introducirlos en el mercado, pero estos simuladores no están al alcance de los técnicos y proyectistas en los países subdesarrollados. Estos simuladores son de dos tipos: en un caso realizan la simulación del Sistema Eléctrico de Potencia para verificar en la práctica los Relés Digitales simulados y en el otro caso, hacen la simulación de las funciones del Relé Digital, utilizando modelos detallados del hardware, el cual comprueban con parámetros de averías generadas en Simuladores Analógicos. Por otra parte, hasta el momento los software que permiten hacer una simulación del Sistema Eléctrico de Potencia y sus Protecciones (EMTP®) no incluyen las Técnicas de Inteligencia Artificial, para estos análisis se emplean otras herramientas informáticas por parte de los investigadores. En nuestro país existe poco desarrollo en la modelación y simulación de protecciones eléctricas. En escasas ocasiones prácticas se utilizan software con modelos fasoriales y estos modelos no permiten hacer un análisis dinámico o transitorio de las instalaciones, el resto no utiliza la simulación. Escasos investigadores han estudiado la modelación y simulación transitoria de algunos dispositivos de protección, pero separando la operación del sistema de potencia y las protecciones eléctricas. No se reportan trabajos de aplicación de las Técnicas de Inteligencia Artificial en las protecciones eléctricas, por tanto no se pueden hacer valoraciones técnicas profundas de las investigaciones realizadas por otros autores. No se fabrican Relés de Protección ni se cuenta con las herramientas adecuadas para hacerlo. �Introducción General 5 Objetivo General Crear una herramienta que permita simular el comportamiento de las funciones de protección de un sistema convencional o inteligente, que esté instalado o se pretenda instalar, a partir de los datos de averías simuladas (al unísono) en el propio Sistema Eléctrico de Potencia, que permita predecir las operaciones incorrectas en las protecciones y buscar sus soluciones. Hipótesis Si se crea una herramienta computacional que involucre no sólo la modelación y simulación de los dispositivos de protección sino incluso, de los elementos del Sistema Eléctrico de Potencia, se podrá facilitar el proceso de verificación del comportamiento de los sistemas de protección instalados o que estén en proyección. Adicionalmente, esta herramienta virtual ayudará a investigadores relacionados con las protecciones eléctricas en la búsqueda de nuevas soluciones, tanto con la tecnología convencional como con la aplicación de los Métodos de Inteligencia Artificial. La herramienta a crear debe ser capaz de conectarse, mediante tarjetas interfases, a señales eléctricas provenientes de simuladores analógicos o de instalaciones reales, para así verificar el comportamiento de los métodos de medición utilizados en las nuevas funciones de protección creadas. Novedades del trabajo 1. La creación de una Biblioteca en el SIMULINK del MATLAB que incluya los dispositivos de protección más utilizados en la práctica, así como soportar los dispositivos basados en técnicas de inteligencia artificial y que permita predecir el �Introducción General 6 comportamiento ante fenómenos transitorios de los sistemas de protecciones completos a partir de la simulación del sistema eléctrico de potencia y sus protecciones eléctricas como una unidad. 2. Obtener los patrones de entrenamiento, entrenar una Red de Neuronas Artificiales para ser utilizada en específico en la protección de Transformadores de Potencia y que opere correctamente, para aquellos regímenes más difíciles de identificar, incluso con determinados defectos en los instrumentos de medición como la apertura de un conductor en el circuito secundario de los transformadores de corriente. Tareas de la investigación: Para hacer esta investigación el autor se propuso las siguientes etapas: 1. Investigar el desarrollo tecnológico y científico de las protecciones eléctricas desde su surgimiento, para lograr una fundamentación coherente del por qué del empleo de los simuladores digitales de protección, así como para hacer una valoración de los trabajos anteriores relacionados con la modelación de dispositivos de protección. 2. Investigar el desarrollo y las aplicaciones de las Técnicas de Inteligencia Artificial en las Protecciones Eléctricas. 3. Seleccionar la herramienta matemática o plataforma de programación y crear sobre ella la Biblioteca Virtual de Protecciones Eléctricas que permita simular al unísono un Sistema de Potencia cualquiera y sus protecciones. 4. Hacer la modelación matemática de los dispositivos secundarios convencionales mayormente utilizados en la práctica nacional. �Introducción General 7 5. Validar en tiempo real los modelos matemáticos creados, empleando tarjetas interfases, comparando su funcionamiento con el de los Relés reales. 6. Simular, con la herramienta creada, instalaciones importantes de protecciones eléctricas reales del país y verificar sus comportamientos. En caso de encontrar deficiencias concretas, verificar las soluciones antes de proponerlas, utilizando la propia herramienta. 7. Proponer un Relé Inteligente basado en Redes de Neuronas Artificiales y comprobar su funcionamiento comparándolo con una aplicación real de protecciones convencionales. El documento se divide en 4 capítulos en los cuales se resuelven las tareas anteriormente enumeradas. El capítulo inicial se dedica a describir el estado actual de la modelación, simulación y comprobación de protecciones eléctricas en el ámbito internacional. En el segundo capítulo se desarrollan y comprueban los modelos de los dispositivos de protecciones creándose una Biblioteca Virtual de Protecciones Eléctricas. Estos modelos se emplean en la simulación de las protecciones eléctricas de instalaciones industriales reales del territorio de MOA (Cuba), lo cual se encuentra en el tercer capítulo. El último capítulo se dedica a la creación, entrenamiento y verificación de un Relé basado en Redes de Neuronas Artificiales para la protección de un transformador de potencia, mostrando sus ventajas con respecto a los Relés convencionales simulados y estudiados en el tercer capítulo. �Resumen de la Tesis 8 Capítulo I. Actualidad en la Modelación y Simulación de Protecciones Se presenta una panorámica del desarrollo actual de la modelación matemática de las protecciones eléctricas en la que se destaca el desarrollo de software tales como EMTP® y MATLAB®, para la simulación de Sistemas Eléctricos de Potencias con sus protecciones. Se reconoce como modelo matemático de Relés de Protección al conjunto de ecuaciones que describen las características de operación de los mismos. Estas características pueden ser disímiles: corrientes versus tiempo, corriente diferencial versus corriente de retención, resistencia versus reactancia, entre otras. Hoy día, los fabricantes de Relés simulan sus diseños y nuevos métodos de protección en las computadoras. Los modelos empleados en estos casos son modelos detallados del hardware, que resultarían inadecuados para la simulación del comportamiento de un Sistema Eléctrico de Potencia y sus protecciones. Los modelos genéricos resultan suficientes para el análisis y prevención de las operaciones incorrectas en sistemas de protecciones eléctricas instalados o que se pretendan instalar en un Sistema Eléctrico de Potencia cualquiera. Estos modelos son mucho más representativos que los modelos fasoriales que utilizan los valores eficaces calculados mediante métodos matriciales. En la modelación genérica de los dispositivos de protección se está empleando el método de caja negra, donde se relacionan matemáticamente las entradas y salidas de un dispositivo determinado. Esta variante, aunque es la más utilizada, presenta inconveniente Desarrollo de herramientas para la creación, modelación y comprobación de Protecciones Eléctricas M.Sc. Orlys Ernesto Torres Breffe Instituto Superior Minero Metalúrgico de Moa Dr. Antonio Núñez Jiménez �Capítulo I. Actualidad en la Modelación y Simulación de Protecciones Eléctricas 9 en la modelación de los Relés Electromecánicos; dado que en estos, influyen otras variables en su funcionamiento. Los dispositivos basados en técnicas de inteligencia artificial, ampliamente investigados en la actualidad, pero de muy poca aplicación real o comercial, no pueden ser puestos en funcionamiento sin el uso de simuladores. Muchos de estos dispositivos aprenden o precisan de reglas de conocimientos, es decir, no necesitan de ser ajustados, por lo que el empleo de simuladores que brinden los datos necesarios para el aprendizaje, son imprescindibles. Los actuales estudios de protecciones, basadas en Redes de Neuronas Artificiales (RNA), emplean el simulador EMTP® y crean, entrenan y comprueban la RNA utilizando MATLAB® u otras herramientas matemáticas. �Resumen de la Tesis 10 Capítulo II. Modelación Matemática, Simulación y Comprobación de Dispositivos de Protección Se construyeron los modelos matemáticos de varios dispositivos de protección y se simularon utilizando el software MATLAB/Simulink. En la Biblioteca Power System Blockset de Simulink existen varios modelos de los elementos del Sistema Eléctrico de Potencia (transformadores, generadores, líneas, motores, entre otros) así como algunos dispositivos de protección tales como los descargadores valvulares, interruptores de potencia, entre otros que se utilizan en la modelación matemática de un sistema de protecciones. En este capítulo se construyeron modelos para Transformadores de Corriente dado que no existen en MATLAB, así como el modelo genérico de varios Relés de Protección de mayor utilización en la práctica nacional. Modelación y simulación de Transformadores de corriente El conjunto de ecuaciones utilizadas para la modelación matemática de los transformadores de corriente se muestra a continuación: i' P = iP K TC i0 = i ' P − iS ψ = f (i0 ) I S (s) = (RH s ψ (s) + s ⋅ LH ) Donde: Ip: corriente del devanado primario Desarrollo de herramientas para la creación, modelación y comprobación de Protecciones Eléctricas M.Sc. Orlys Ernesto Torres Breffe Instituto Superior Minero Metalúrgico de Moa Dr. Antonio Núñez Jiménez �Capítulo II. Modelación Matemática, Simulación y Comprobación de Dispositivos de Protecciones Eléctricas 11 I’p: corriente del primario referida al secundario Is: corriente del devanado secundario KTC: relación de transformación de corriente Io: corriente de magnetización ψ: concatenaciones totales de Flujo RH: resistencia equivalente calculada a partir de la suma de la resistencia interna del devanado secundario y la carga. XH: reactancia equivalente calculada a partir de la suma de la reactancia interna del devanado secundario y la carga. s: operador de Laplace Figura 1.0. Modelo en Simulink para la simulación de un TC monofásico considerando la saturación a través de una sola curva de histéresis y la máscara dinámica para identificar el modelo con el TC que se desea estudiar. �Capítulo II. Modelación Matemática, Simulación y Comprobación de Dispositivos de Protecciones Eléctricas 12 Estas ecuaciones se obtuvieron con la aplicación de las Leyes de Kirchhoff al circuito equivalente del Transformador de Corriente. Son fundamentalmente ecuaciones diferenciales de primer orden, pero la relación entre las concatenaciones totales de flujo (ψ) y la corriente de magnetización es una relación no lineal, que representa los fenómenos de histéresis del núcleo. Se construyó un modelo en Simulink (figura 1.0) para la simulación de los Transformadores de Corriente el cual utiliza una sola curva para simular la histéresis del núcleo, mediante una tabla de búsqueda (look up table). También se muestra la máscara dinámica creada para que el usuario introduzca los datos que identifican el Transformador de Corriente que se desea simular. 120 100 Corriente secundaria (A) 80 60 40 20 0 -20 -40 -60 -80 0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08 0.09 0.1 Tiempo(s) Figura 2.0. Corriente ideal (línea discontinua) y real (línea continua), simuladas con el modelo del TC de 100/5, R = 1.58 y X = 4.52 utilizando la función tangencial hiperbólica para simular la alinealidad del núcleo. Devanado secundario en cortocircuito. La corriente simulada es de 10 veces la nominal. También se creó un modelo de transformador de corriente trifásico, construido a partir de la unión de tres transformadores de corriente monofásicos, en el que adicionalmente a la �Capítulo II. Modelación Matemática, Simulación y Comprobación de Dispositivos de Protecciones Eléctricas 13 curva de saturación del núcleo se permite cambiar la conexión de los devanados del secundario. En la figura 2.0 se muestra los resultados de la simulación de un TC monofásico con corriente mayores a 10 veces la nominal y con componentes de directa, muy frecuentes en los cortocircuito de los sistemas eléctricos de potencia. En la figura 3.0 se muestra la dependencia de la deformación de la onda de la corriente en el secundario con relación a la componente resistiva o reactiva de la impedancia 80 80 60 60 40 40 20 20 Corriente (A) Corriente (A) equivalente del circuito secundario del Transformador de Corriente. 0 -20 -40 -20 -40 -60 -60 -80 0 0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 Tiempo(s) a) Figura 3.0. 0.08 0.09 0.1 -80 0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08 0.09 0.1 Tiempo(s) b) Corrientes secundarias, ideal y real simulada, de un TC, con una intensidad de 10 veces el valor nominal. Cargas a) resistiva pura b) mayormente inductiva. El TC simulado posee los mismos datos que el utilizado en la figura 2.0 Cuando la componente resistiva es mayor (figura 3.0 a), la deformación es visualmente menor y dura mucho menos ciclos si se compara con la corriente cuando la impedancia es mayormente inductiva (figura 3.0 b). Adicionalmente se comprobó la validez de los modelos comparándolos con los resultados de dos ensayos a Transformadores de Corriente reales y las formas de onda son muy similares. Como curva de excitación se utilizó la función tangencial hiperbólica. �Capítulo II. Modelación Matemática, Simulación y Comprobación de Dispositivos de Protecciones Eléctricas 14 Modelación y Simulación de Relés de protección Los modelos de los Relés de Protección se realizaron según el método de caja negra, tomando como señal de entrada los parámetros eléctricos que utilizan en su funcionamiento y como señal de salida, el estado del contacto de disparo. La salida “0” significa que el dispositivo virtual (modelo) ha operado. Figura 4.0. Modelo en Simulink para un Relé de Porcentaje Diferencial de doble rampa, pero representa la generalidad de los modelos creados. En la figura 4.0 se muestra el modelo de un Relé Porcentaje Diferencial donde se pueden observar las características fundamentales de la modelación empleada en Simulink para cualquier Relé. Las salidas del modelo son controladas por el estado de la variable A, la cual es modificada por el usuario en las máscaras dinámicas que se crearon para este fin. En este caso, el modelo utiliza tres señales de corriente y una salida. El bloque Trip Color permite cambiar el color del modelo durante la modelación, si el dispositivo modelado ha operado. Se modelaron los siguientes dispositivos, que se enumerarán en forma general utilizando la numeración ANSI/IEEE: �Capítulo II. Modelación Matemática, Simulación y Comprobación de Dispositivos de Protecciones Eléctricas • 15 Relés de Magnitud o Relés de Sobrecorriente (50 y 51) o Relés de Baja y Alta Tensión (27 y 59) o Relés de Baja y Alta Frecuencia (81 U/O) • Relés Direccionales (67 y 32) • Relés de Distancia (21) • Relés Diferenciales (87) Los Relés de magnitud son aquellos que utilizan una sola variable o parámetro eléctrico para su funcionamiento. Dentro de estos se modelaron varios tipos de Relés de Sobrecorriente, Relés de Sobrecorriente de Tiempo Inverso y Tiempo Definido. Los Relés de tiempo definido con tiempo cero, imitan los Relés de Sobrecorriente instantáneos. Se crearon los siguientes modelos de Relés de Sobrecorriente: • Relés de fase de Tiempo Definido e Inverso. • Relés de Secuencia Cero de Tiempo Definido e Inverso. • Relés de Secuencia Negativa de Tiempo Definido e Inverso. • Relés con Restricción por Tensión. Estos Relés pueden ser seleccionados en la biblioteca y ser instalados en un modelo de Power System Blockset de Simulink, para ser una simulación de una instalación real cualquiera. Todos los Relés de Sobrecorriente modelados son de amplia utilización en la práctica nacional e internacional. Las curvas de tiempo contra corriente modeladas responden a los estándares ANSI, IAC, IEC. �Capítulo II. Modelación Matemática, Simulación y Comprobación de Dispositivos de Protecciones Eléctricas 16 Se construyeron los modelos de varios Relés Direccionales, tanto los Relés Direccionales de comparación de fase, como los Relés Direccionales de potencia. Adicionalmente se incluyen los Relés Direccionales de Sobrecorriente (67). En sus variantes monofásicas y trifásicas, así como los Relés Direccionales de Secuencia Cero. Las ecuaciones que permitieron modelar estos Relés son las siguientes: Cos (ϕ sm − ϕ r ) = Cos (ϕ sm − (ϕ u − ϕ i )) > 0 Pr = Ur ⋅ Ir ⋅ Cos (ϕ sm − ϕ r ) donde: ϕ r: ángulo de desfase entre las señales de tensión y corriente medidas por el Relé Direccional. ϕu : ángulo de desfase de la tensión medido por el Relé Direccional. ϕi : ángulo de desfase de la corriente medida por el Relé Direccional ϕsm: ángulo de máxima sensibilidad ajustado en el Relé Direccional o característico del mismo. Ur: valor eficaz de la tensión medida por el Relé Direccional. Ir: valor eficaz de la corriente medida por el Relé Direccional. Pr: potencia medida por el Relé Direccional. Modelos de Relés de Distancia también fueron incluidos en la biblioteca creada. Se pueden simular dos tipos fundamentales de Relés de Distancia, basado en un modelo de comparación de fase, los del tipo MHO y los Elípticos. Las ecuaciones son las siguientes: Z2 = Ur Ir Z op = Z 2 − Z 1 Z pol = Z 2 Donde: Ur: valor complejo de la tensión medida en el Relé de Distancia. Ir: valor complejo de la corriente medida en el Relé de Distancia. Z1: valor complejo de la impedancia ajustada en el Relé de Distancia. Z2: valor complejo de la impedancia medida en el Relé de Distancia. Zop: impedancia de operación calculada en el Relé de Distancia. Zpol: impedancia de polarización calculada en el Relé de Distancia. �Capítulo II. Modelación Matemática, Simulación y Comprobación de Dispositivos de Protecciones Eléctricas 17 Igualmente se simularon varios tipos de Relés Diferenciales. Los Relés Diferenciales de Sobrecorriente, así como los de Porcentaje Diferencial de una y dos rampas, con diferentes comportamiento en dependencia de las corrientes de retensión. Las ecuaciones para modelar un Relé Diferencial de 2 rampas es la siguiente: Iop = I 1 − I 2 Iret = máximo( I 1 , I 2 ) Si Iret ≤ 1 pu y Iop > Is1 entonces opera Si 1 pu < Iret < Is 2 y Iop > K 1 ⋅ Iret entonces opera Si Iret ≥ Is 2 y Iop > K 2 ⋅ Iret entonces opera Donde: Iop: valor eficaz de la corriente diferencial calculada en el Relé Diferencial. Iaj: valor eficaz de la corriente preestablecida en el Relé Diferencial por encima de la cual opera. I1: valor complejo de la corriente medida por el Relé Diferencial en un terminal del elemento protegido. I2: valor complejo de la corriente medida por el Relé Diferencial en el otro terminal del elemento protegido. Iret: valor eficaz de la corriente de retención del Relé. K1: coeficiente de retención ajustable en el Relé. Is1: corriente ajustable que establece el mínimo valor de corriente de operación del Relé. Is2: corriente de retención del Relé Diferencial por encima de la cual se cambia a la segunda rampa K2: coeficiente de retención de la segunda rampa Validación práctica los modelos de Relés de Protección Para validar el funcionamiento de los Relés de Protección creados, se utilizó la posibilidad de MATLAB para el trabajo en tiempo real a través del equipo dSPACE, que es una interfase para la adquisición de datos. En la figura 6.0 se muestra un diagrama monolineal de la instalación utilizada. �Capítulo II. Modelación Matemática, Simulación y Comprobación de Dispositivos de Protecciones Eléctricas 18 a) b) Figura 6.0. a) Esquema simplificado del experimento para la protección digital de un motor de inducción. b) Vista frontal del dSPACE Se experimentó con varios tipos de defectos y averías en el motor: cortocircuitos multifásicos y monofásicos a tierra en el motor, sobrecargas simétricas y asimétricas, baja y sobre tensión, entre otros, los cuales se repitieron más de 20 veces cada uno. Los resultados de la operación de la protección computarizada mostraron que los modelos simulados en MATLAB responden como lo hacen sus homólogos en la práctica. En la figura 7.0 se muestra la forma de onda de la corriente del estator durante el proceso de arranque y durante un cortocircuito bifásico en el terminal del motor que es desconectado. a) b) Figura 7.0. Imagen capturada desde el osciloscopio digital, que presenta las corrientes en la fase A del motor referida al secundario del TC a) durante el arranque b) durante un fallo bifásico a tierra que involucró las fases A y C. �Resumen de la Tesis 19 Capítulo III. Simulación de las Protecciones Convencionales para Transformadores de Potencia En este capítulo se simulan las protecciones instaladas en dos transformadores de potencia diferentes correspondientes a subestaciones industriales reales. Los casos de estudios corresponden con los Transformadores de Potencia de las empresas niquelíferas Comandante Pedro Soto Alba y Comandante Ernesto Che Guevara. En ambos Transformadores de Potencia, que tienen características diferentes en cuanto a la potencia nominal, la conexión del neutro, entre otros aspectos, están siendo protegidos por Relés basados en microprocesadores de la firma General Electric Power Management. Los Relés SR-745 (protección integral de transformadores) y SR-750 (protección integral de alimentadores) están interconectados para proteger a los transformadores contra todos los defectos tanto interno como externos a los mismos. Caso de estudio I. Protección del Transformador de Potencia perteneciente a la Empresa Comandante Pedro Soto Alba (PSA). En la figura 8.0 se muestra un diagrama monolineal de las funciones de protección instaladas en los Relés SR-745 y SR-750. Este diagrama se construyó a partir de los ficheros de ajustes extraídos de los Relés Digitales, los planos de instalación y las entrevistas con los técnicos y especialistas de la empresa. A partir de los niveles de corrientes de cortocircuitos y los datos generales de la instalación, se modeló el Sistema Eléctrico de Potencia y sus protecciones. Utilizando los modelos de Relés de la Biblioteca Virtual de Protecciones Eléctricas creada en MATLAB/Simulink, se Desarrollo de herramientas para la creación, modelación y comprobación de Protecciones Eléctricas M.Sc. Orlys Ernesto Torres Breffe Instituto Superior Minero Metalúrgico de Moa Dr. Antonio Núñez Jiménez �Capítulo IIII. Simulación de las Protecciones Convencionales para Transformadores de Potencia 20 modelaron las funciones de protección de los Relés Digitales Multifunción SR-745 y SR750. Figura 8.0. Esquema simplificado del sistema de protección del Transformador de la Subestación en la empresa Comandante Pedro Soto Alba, utilizando la simbología ANSI. En la figura 9.0 se muestra el modelo creado en Simulink para la simulación de las protecciones eléctricas en el transformador de potencia de la PSA. Se simularon muchas averías tanto internas como externas, se simuló la magnetización durante las condiciones más severas, tanto por el primario como por el secundario, entre otros muchos regímenes para verificar el comportamiento de las protecciones instaladas. Luego de realizada la simulación, se detectaron las siguientes dificultades: 1. Ajustes incorrectos en la función de Porcentaje Diferencial 2. Ajustes incorrectos en la función Diferencial Instantánea 3. Demoras excesivas para la acción contra cortocircuitos externos en el secundario �Capítulo IIII. Simulación de las Protecciones Convencionales para Transformadores de Potencia 21 4. No existe protección contra Sobretensiones A A A B B B C C C No Fault No Fault 3-Phase Fault5 A A N B 3-Phase Fault1 A A1 B B1 C com C C1 3-Phase Breaker C NOT Out In C1 n Scope1 A B1 B C C C1 I3f Scope2 I3f TC wye 1600/1 A B C A A A B C A B B C C Vabc com Iabc B C 3-Phase Breaker1 Three-Phase V-I Measurement Iabc 1.048e-012 PQ 3-phase Instantaneous Active & Reactive Power TP Display1 Controlled Timer A1 A Vabc If Ground Resistor 25.4 Ohm 1 NOT Fault ABC 3-Phase Fault6 A TC wye 1600/5 Three-phase T ransformer Locker 1 (86)1 Timer2 B1 TC 1 A 200/5 Out C B b c C B C A1 a B A B 3-Phase Fault3 I3f TC wye 200/5 Start Reset A B A No Fault 3-Phase Fault2 A B C No Fault u O u O u O 1.434e-017 Display A B C c b a U A B C 3-Phase Series RLC Load 0 Display2 NOT In NOT Out Start Reset Controlled Timer1 Out Locker 2 (86) Open wires Timer1 Iabc_P Out Out In Iabc_S AND Uph em SR-745 Iabc Out In SR-750 Figura 9.0. Esquema en Simulink para el análisis del comportamiento del transformador de la Empresa Comandante Pedro Soto Alba. Las dificultades en la función de Porcentaje Diferencial se refieren a tres aspectos relacionados con la corriente mínima, el nivel (%) de la segunda rampa y el mecanismo de bloqueo por armónicos. La corriente mínima está ajustada a un valor muy pequeño y se demuestra que este ajuste provoca la activación de esta función cuando un conductor del secundario de uno de los TCs está abierto y la carga aumenta por encima del 30% de la nominal. El ajuste relacionado con la segunda rampa es igualmente elevado y se demuestra que provoca la insensibilidad de la función de protección para cortocircuitos internos, si el interruptor del secundario está abierto. También se propone activar el mecanismo de bloqueo por segundos armónicos solo durante la magnetización, evitando con esto demoras de las protecciones si los cortocircuitos internos saturaran a los TCs. �Capítulo IIII. Simulación de las Protecciones Convencionales para Transformadores de Potencia 22 Todas las deficiencias encontradas fueron demostradas utilizando regímenes de máximas y mínima sensibilidad a través de la simulación. Las recomendaciones no solo se limitaron al reajuste de algunas funciones de protección sino incluso a la selección de otras funciones que evitaran los retardos de tiempos. De la misma forma se ofrecieron otras sugerencias en aspectos relacionados con el trabajo y la función de los Relés de la familia SR. Caso de estudio II. Protección del Transformador de Potencia perteneciente a la Empresa Comandante Ernesto Che Guevara (ECG). El esquema de protecciones instalado en el Transformador de Potencia de esta empresa fue facilitado por los técnicos (especialistas) de la misma. Las conexiones del neutro en este caso son diferentes, así como existen más funciones activadas en cada Relé Multifunción. Se hicieron simulaciones a diferentes regímenes de los que se conocen que pueden afectar el correcto funcionamiento de las funciones de protección activadas. Luego de simulado el sistema y sus protecciones, se descubrieron las siguientes dificultades: 1. No existe protección contra fallas a tierra en el devanado primario si el neutro está desconectado. 2. Incorrecta selección de las funciones de protección contra fallas a tierra devanado secundario. 3. Ajustes incorrectos en la función de Porcentaje Diferencial. 4. Ajustes incorrectos en la función Diferencial instantánea 5. No existe protección contra fallas multifásicas externas en el secundario 6. No existe protección contra Sobretensiones. en el �Capítulo IIII. Simulación de las Protecciones Convencionales para Transformadores de Potencia 23 De la misma forma en que se realizó para el caso de estudio 1, todas las dificultades fueron demostradas a través de la simulación y se ofrecieron variantes para cada una de ellas. Igualmente cada una de las variantes fue verificada en las condiciones más severas de operación. En cada caso se ofrecieron los valores de ajustes correspondientes. En este capítulo se evidenció la necesidad del empleo de la simulación adecuada para determinar las causas de las incorrectas operaciones de los sistemas de protecciones que ya están instalados, así como para proponer mejoras de forma rápida y eficaz evitando que se repitan en el futuro. Adicionalmente se muestra la eficacia del empleo de la Biblioteca Virtual de Protecciones Eléctricas creada sobre MATLAB/Simulink para la validación y comprobación de sistemas complejos de protecciones eléctricas, aún con la utilización de Relés Multifunción. �Resumen de la Tesis 24 Capítulo IV. Protección de un Transformador de Potencia utilizando Redes de Neuronas Artificiales En este capítulo se muestra la propuesta de un Relé basado en Redes de Neuronas Artificiales para la protección de un Transformador de Potencia, que no tiene las dificultades que aún muestran las protecciones convencionales basadas en la lógica booleana. Figura 10.0. Diagrama en bloques de los componentes del Relé basado en RNA Se escoge un Relé para la protección del transformador de potencia considerado en el caso de estudio II del capítulo III, que tiene el devanado del primario conectado en estrella y el secundario está conectado en delta. El Relé propuesto se muestra en la figura 10.0, el cual está conectado a los transformadores de corriente de las fases de ambos devanados y el neutro. Como se observa, la RNA es solo un bloque dentro del Relé. Desarrollo de herramientas para la creación, modelación y comprobación de Protecciones Eléctricas M.Sc. Orlys Ernesto Torres Breffe Instituto Superior Minero Metalúrgico de Moa Dr. Antonio Núñez Jiménez �Capítulo IV. Simulación de la protección de un Transformador de Potencia utilizando Redes Neuronales Artificiales 25 Estructura de la RNA En este trabajo se hizo énfasis fundamentalmente en los últimos 3 bloques, lográndose a través de subrutinas apropiadamente escritas en MATLAB. El bloque RNA está representado por una RNA de 2 capas ocultas, con 35 neuronas en la capa de entrada y 3 neuronas en la capa de salida, con la que se puede diferenciar entre un régimen normal (RN) un fallo interno (FI) o un fallo externo (FE). La primera capa oculta se construyó con 18 neuronas con función tangencial sigmoidal, al igual que la segunda capa oculta con 10 neuronas, pero en la capa de salida se utilizó la función logarítmica sigmoidal. Se empleo una Red multicapa con propagación hacia delante (MFNN). Se empleó una ventana de datos de 5 muestras para conformar la entrada de la RNA, a una frecuencia de muestreo de 960 Hz (16 muestras por ciclos) Entrenamiento de la RNA El entrenamiento se realizó a través de regímenes simulados en un modelo en MATLAB/Simulink, utilizando el método de entrenamiento supervisado con propagación del error hacia atrás. Las simulaciones fueron ejecutadas mediante el método ode23tb (stiff/TRBDF2) con intervalos de temporización variables, pero que lograban un muestreo mucho más rápido que 6µs. Cada régimen fue almacenado en ficheros con nombres codificados y almacenados en listas (celdas) de variables. Se utilizaron 2652 regímenes entre cortocircuitos externos e internos que involucraron todas las fases, procesos de magnetización, regímenes normales, con ambos interruptores conectados o solo uno de ellos, el neutro desconectado o conectado y diferentes �Capítulo IV. Simulación de la protección de un Transformador de Potencia utilizando Redes Neuronales Artificiales 26 conductores del secundario de los TCs en estado abierto. Esto generó un entrenamiento de 678912 patrones. Luego de entrenada la RNA se comprobó su operación para regímenes diferentes a los que fue entrenada y su comportamiento fue satisfactorio. En ningún caso la red mostró resultados inadecuados o diferentes a la condición comprobada. En la figura 11.0 se muestra el comportamiento de la RNA para el caso de un cortocircuito interno en el transformador que provoca la saturación profunda (errores de hasta el 20%) del TC del primario. Este caso puede provocar demoras excesivas en las protecciones convencionales dado que la onda deformada de la corriente del secundario, puede ser fuente de armónicos de segundo orden que puedan bloquear la operación de la función de Porcentaje Diferencial. En este caso, la RNA muestra claramente una salida indicando un cortocircuito interno sin demoras, después de leer 5 muestras de las señales de corriente de cada fase. Azul (…) (FASE A) Rojo ( - ) (FASE B) Verde (- -) (FASE C) Corrientes de fase (A) 60 1 0.9 40 0.8 0.7 20 Verde (ο) (RN) Rojo (x) (FI) Azul (∆) (FE) 0.6 0.5 0 0.4 -20 0.3 0.2 -40 0.1 -60 0.15 0.16 0.17 0.18 0.19 0.2 0.21 0.22 0.23 0.24 0.25 0 140 Tiempo (s) 150 160 170 180 190 200 210 220 230 240 250 Ventanas de medición Figura 11.0. Ensayo de la RNA para un régimen normal seguido por cortocircuito trifásico interno, en condiciones de máxima generación que provocó la saturación profunda de los TCs del primario. a) Corrientes en las fases del primario, b) Salidas de la RNA para este ensayo. �Capítulo IV. Simulación de la protección de un Transformador de Potencia utilizando Redes Neuronales Artificiales 27 En la figura 12.0 se muestra el comportamiento de la RNA para otro caso típico que puede provocar el incorrecto funcionamiento de las protecciones convencionales, un cortocircuito monofásico en el primario justo en el momento de la magnetización. En el proceso de magnetización se genera una cantidad de armónicos que puede demorar la operación de la protección de Porcentaje Diferencial. En este caso la RNA muestra claramente una salida indicando Fallo Interno (x FI). Azul (…) (FASE A) Rojo ( - ) (FASE B) Verde (- -) (FASE C) 1 15 0.9 Salidas de la RNA Corrientes de fase (A) 20 10 5 0 -5 0.8 0.7 0.6 Verde (ο) (RN) Rojo (x) (FI) Azul (∆) (FE) 0.5 0.4 0.3 0.2 -10 0.1 -15 0 0.05 0.1 Tiempo (s) 0.15 0.2 0.25 0 0 5 10 15 Ventanas de medición Figura 12.0 Ensayo de la RNA para un fallo monofásico en fase A, interno en el devanado primario, con el neutro conectado a tierra justo en el momento de la energización para las condiciones de mayor generación de armónicos. a) Corrientes referidas al secundario de los TC, b) Salidas de la RNA. Un caso seguro de operación incorrecta de las protecciones convencionales son las sobrecorrientes si existe un conductor en el devanado secundario de los transformadores de corriente abierto. En la figura 13.0 se muestra la operación de la RNA para el caso de un cortocircuito externo a máxima generación, pero la fase A del secundario de los transformadores de corrientes está abierta. La salida de la RNA muestra claramente un cortocircuito externo. Muchos fueron los casos complejos en los que fue comprobada la RNA y en todos los casos se comportó correctamente indicando el tipo de régimen que se estaba �Capítulo IV. Simulación de la protección de un Transformador de Potencia utilizando Redes Neuronales Artificiales 28 comprobando. Incluyendo los casos de apertura de conductores en el secundario de los TCs que provoca inevitablemente disparos incorrectos en las funciones diferenciales. 30 1 0.8 Salidas de la RNA Corrientes de fase (A) 0.9 Azul (…) (FASE A) Rojo ( - ) (FASE B) Verde (- -) (FASE C) 20 10 0 -10 0.7 0.6 0.5 0.4 Verde (ο) (RN) Rojo (x) (FI) Azul (∆) (FE) 0.3 0.2 -20 0.1 -30 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0 100 120 140 160 180 Tiempo (s) Ventanas de medición a) b) 200 220 Figura 13.0. Ensayo de la RNA para una un cortocircuito trifásico externo en el secundario a 10 ciclos después de energizado el transformador de potencia, con la fase A del secundario de los TC, abierta. a) Corrientes en las fases, la fase A está solo mostrada virtualmente (línea de puntos). b) Salidas de la RNA para este ensayo. En este capítulo se demuestra que los Relés basados en RNA son superiores a los convencionales, dado que son más eficaces y pueden ser entrenados para las condiciones más complejas y severas que pudieran provocar incorrectas operaciones en los dispositivos convencionales. Adicionalmente se corrobora que MATLAB es una herramienta adecuada para la implementación de la Biblioteca Virtual de Protecciones Eléctricas, dado que posee herramientas para el tratamiento de protecciones que utilizan las técnicas de Inteligencia Artificial. �Resumen de la Tesis 29 Conclusiones Generales • De los programas simuladores digitales analizados, MATLAB\Simulink fue seleccionado y demostró ser un programa informático adecuado para la simulación de modelos matemáticos de los dispositivos de protecciones tanto primarios como secundarios más empleados en la práctica nacional y además permite crear dispositivos virtuales basados en las Técnicas de Inteligencia Artificial. • Los modelos matemáticos creados que conforman la Biblioteca Virtual de Protecciones en MATLAB\Simulink, demostraron operar iguales a sus homólogos prácticos, utilizando para ello las tarjetas interfases del sistema dSPACE en la protección computarizada de un motor de inducción. • La aplicación de la Biblioteca Virtual creada por el autor permitió detectar numerosas deficiencias en las instalaciones de protección de los Transformadores de Potencia de las Empresas Comandante Pedro Soto Alba y Comandante Ernesto Che Guevara, así como proponer variantes de soluciones para cada deficiencia encontrada. • Se confeccionó un Relé Inteligente para la protección del Transformador de Potencia de la Empresa Comandante Ernesto Che Guevara. El Relé basado en una Red de Neuronas Artificiales con ventana de tiempo, con un total de 35 neuronas en la capa de entrada, 18 en la primera capa oculta, 10 en la segunda y con 3 neuronas de salida. Este Relé demostró la capacidad de diferenciar entre los regímenes normales, fallos internos y externos, incluyendo la apertura de un conductor en el circuito diferencial secundario, cuestión no analizada con anterioridad por otro autor. Desarrollo de herramientas para la creación, modelación y comprobación de Protecciones Eléctricas M.Sc. Orlys Ernesto Torres Breffe Instituto Superior Minero Metalúrgico de Moa Dr. Antonio Núñez Jiménez �Resumen de la Tesis 30 Recomendaciones Finalmente se recomienda lo siguiente: • Continuar las investigaciones para introducir otros modelos en la Biblioteca Virtual representativos de nuevas funciones de protección como las Distancias dinámicas y las Direccionales con memoria, así como modelos de Relés basados en Redes de Neuronas Artificiales para la protección de redes y generadores eléctricos contra fallas monofásicas en sistemas aislados, entre otros. • Continuar trabajando y perfeccionando la modelación matemática de los Transformadores de Corriente de tal forma que se pueda añadir a la Biblioteca Virtual, un modelo de Transformador de Corriente genérico con un proceso de histéresis que permita representar todos los fenómenos que ocurren en la realidad. • Lograr una modelación matemática menos rigurosa de los elementos del Sistema Eléctrico de Potencia con el fin de ganar en velocidad de modelación y reducir las exigencias del hardware de la PC que se utilice. • Adquirir un sistema dSPACE para fomentar la creación en el país de nuevos Relés Digitales con novedosas funciones de protección e iniciar la producción nacional de Relés Digitales Inteligentes. • Utilizar la herramienta creada en la verificación de los sistemas de protección digitales multifunción, instalados en el Sistema Eléctrico de Potencia del país. Desarrollo de herramientas para la creación, modelación y comprobación de Protecciones Eléctricas M.Sc. Orlys Ernesto Torres Breffe Instituto Superior Minero Metalúrgico de Moa Dr. Antonio Núñez Jiménez �Resumen de la Tesis 31 Bibliografía del autor: 1. TORRES, O. E. Et al. Simulación de Transformadores de Corrientes en MATLAB/ SIMULINK. Ingeniería Energética. 1(3), 2004. 2. TORRES , O. E. Protección Computarizada de un motor de inducción utilizando el Sistema dSPACE y una biblioteca de protecciones eléctricas hecha en MATLAB/SIMULINK. Ingeniería Energética. 1(3), 2004. 3. DÍAZ, R. Y. Relé para la protección de un Transformador de Potencia basado en Redes Neuronales Artificiales. Orlys E. Torres Breffe (Tutor). Trabajo de Diploma. ISMM. Dr Antonio Núñez Jiménez, 2004._69h. 4. TORRES, O. E. TURSCHNER, D. Protección Computarizada de Motores. IV Conferencia Internacional de Aprovechamiento de los Recursos Minerales y el Desarrollo Sostenible: ELECMEC’2004._MOA, 2004. 5. MULET, C. Relé para la Protección de Transformadores de Potencia basado en Lógica Difusa. Orlys E. Torres Breffe (Tutor). Trabajo de Diploma. Instituto Superior Minero Metalúrgico, 2004. 67p. 6. ORDÓÑEZ, J. G. Simulación de Transformadores de Corriente. Orlys Ernesto Torres Breffe (Tutor). Trabajo de Diploma. Instituto Minero Metalúrgico, 2004. 113p. 7. TORRES, O. E. Protección de Generadores Eléctricos. Conferencia para ingenieros electricistas. Instituto Superior Minero Metalúrgico, 2003. 13p. 8. TORRES, O. E. Protección de Motores Eléctricos. Conferencia para ingenieros electricistas. Instituto Superior Minero Metalúrgico, 2003. 15p. Desarrollo de herramientas para la creación, modelación y comprobación de Protecciones Eléctricas M.Sc. Orlys Ernesto Torres Breffe Instituto Superior Minero Metalúrgico de Moa Dr. Antonio Núñez Jiménez �Bibliografía del Autor 32 9. TORRES, O. E. Protección de Transformadores Eléctricos. Conferencia para ingenieros electricistas. Instituto Superior Minero Metalúrgico, 2003. 13p. 10. TORRES, O. E. Dispositivos Virtuales, Alternativa para los costosos Laboratorios de Protecciones Eléctricas. I Taller sobre la utilización de las tecnologías de la información y las comunicaciones (TIC) en la enseñanza de la Ingeniería Eléctrica _La Habana. jun. 2003. 11. HERRERA, J. Librería Virtual de Protecciones Eléctricas en MATLAB. Orlys E. Torres Breffe (Tutor). Trabajo de Diploma. Instituto Superior Minero Metalúrgico, 2001. 70p. 12. TORRES, O. E. CORDOVÉZ, A. R. Selección y ajuste de la protección especial para las barras colectoras principales de la Che Guevara. X Simposio del Centro de Investigaciones de la Literitas_ MOA, 2001. 13. TORRES, O. E. Librería Virtual de Protecciones Eléctricas en “Power System Blockset” de MATLAB 5.2 (Simulink). Conferencia Científica Internacional FIE 2000_ Santiago de Cuba, 2000. 14. TORRES, O. E. LUCOBA, C. Relés Virtuales vs Relés Reales. 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For more information see, http://dublincore.org/documents/dces/. Title A name given to the resource Tesis Text A resource consisting primarily of words for reading. Examples include books, letters, dissertations, poems, newspapers, articles, archives of mailing lists. Note that facsimiles or images of texts are still of the genre Text. Dublin Core The Dublin Core metadata element set is common to all Omeka records, including items, files, and collections. For more information see, http://dublincore.org/documents/dces/. Title A name given to the resource Desarrollo de herramientas para la creación, modelación y comprobación de protecciones eléctricas Creator An entity primarily responsible for making the resource Orlys Ernesto Torres Breffe Publisher An entity responsible for making the resource available Editorial Digital Universitaria de Moa Date A point or period of time associated with an event in the lifecycle of the resource 2005 Type The nature or genre of the resource Tesis doctoral