Actas FIA Valdivia 2014 part 4 de 4

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ACTAS DEL CONGRESO ACTAS DO CONGRESSO ________________________________________


ISBN: 978-956-9412-13-4 Editor Jorge P. Arenas Compilación Digital Marco Antonio Gaete © Copyright: 2014, Instituto de Acústica, Universidad Austral de Chile www.acusticauach.cl


Comité Científico Jesús Alba Danilo de Almeida Daniel Álvarez Julieta António Higini Arau-Puchades Jorge Arenas Pedro Arezes Claudia Arias César Asensio Carla Badani Juan Barrigón José Barros Francisco Beltrán J.L Bento-Coelho Sylvio Bistafa Ricardo Burdisso Rodrigo Cádiz Pedro Cobo Víctor Cortínez Francesc Daumal Patricio de la Cuadra Jaime Delannoy Romina del Rey Francisco Denia César Díaz Fernando Elizondo José Espinosa Pablo Faúndez Chris Feuillade Sergio Floody Samir Gerges Luís Godinho Elizabeth González Ricardo Hernández Fidel Hernández José Herrera Carlos Jiménez Roberto Jordan Diego Ledezma Arcanjo Lenzi Celso Llimpe Antonio Marzzano Paulo Massarani Leonardo Meza Leonardo Miranda Alfonso Moreira Jorge Moreno Ricardo Musafir Marco Nabuco Rodrigo Ordoñez Felipe Otondo Dinara Paixão

Univ. Politécnica de Valencia, España Ford Motor Company, Brasil Lloyd's Register, Singapur Univ. de Coimbra, Portugal Arau Acústica, España Univ. Austral, Chile Univ. do Minho, Portugal Univ. Nacional de Córdoba, Argentina Univ. Politécnica de Madrid, España Univ. de Chile Univ. de Extremadura, España Univ. Austral, Chile Univ. Autónoma Metropolitana, México Univ. de Lisboa, Portugal Univ. de Sao Paulo, Brasil Virginia Tech, Estados Unidos P Univ. Católica, Chile CSIC, España Univ. Tecnológica Nacional, Argentina Univ. Politécnica de Cataluña, España P Univ. Católica, Chile DuocUC, Chile Univ. Politécnica de Valencia, España Univ. Politécnica de Valencia, España Univ. Politécnica de Madrid, España Univ. Autónoma de Nuevo León, México Inst. de Salud Pública, Chile Huawei European Research Center, Alemania P Univ. Católica, Chile Univ. de Chile Univ. Federal de Santa Catarina, Brasil Univ. de Coimbra, Portugal Univ. de la República, Uruguay Univ. de Cádiz, España Univ. del Pinar del Río, Cuba Zero America Latina, Chile P Univ. Católica, Perú Univ. Federal de Santa Catarina, Brasil Univ. Autónoma de Nuevo León, México Univ. Federal de Santa Catarina, Brasil P Univ. Católica, Perú Seremi de Salud RM, Chile Inmetro, Brasil P. Univ. Católica, Chile Volkswagen AG, Alemania Bruel & Kjaer, Estados Unidos P Univ. Católica, Perú Univ. Federal de Río de Janeiro, Brasil Inmetro, Brasil Univ. de Aalborg, Dinamarca Univ. Austral, Chile Univ. Federal de Santa María, Brasil


Jorge Patrício Stephan Paul Ignacio Pavón Jaime Ramis Stelamaris Rolla Claudia Rosas Heidi Ruiz Isolina Sánchez Ilhuicamina Servín Francisco Simón Enrique Suárez Felipe Torres Nilda Vechiatti Rodolfo Venegas Erasmo Vergara César Vasques

LNEC, Portugal Univ. Federal de Santa María, Brasil Univ. Politécnica de Madrid, España Univ. de Alicante, España UNICAMP, Brasil Univ. Austral, Chile Univ. Católica de Lovaina, Bélgica Univ. de Cs. Médicas de Santiago de Cuba Inst. Politécnico Nacional, México CSIC, España Univ. Austral, Chile Benbow Environmental, Australia LAL-CIC Bs. Aires, Argentina Carbon Air Ltd, Inglaterra Univ. Federal de Santa Catarina, Brasil Univ. de Porto, Portugal

Organización Instituto de Acústica UACh Sociedad Chilena de Acústica, SOChA Federación Iberoamericana de Acústica, FIA Universidad Austral de Chile

Patrocinadores International Institute of Acoustics and Vibration, IIAV International Commission for Acoustics, ICA Audio Engineering Society-Chile Ministerio del Medio Ambiente Centro de Estudios Científicos, CECs Colegio de Ingenieros Acústicos de Chile, AG Dirección de Investigación y Desarrollo de la Universidad Austral de Chile

Auspiciadores Acustical AFE Sonido y Acústica Cía. Industrial el Volcán S.A. dBA Ingeniería Hunter Douglas INGMAC Nicolaides S.A. Proyectos Acústicos Ltda. Silentium Sonoflex SoundPLAN SPEVI Surplast S.A. Tecsis


PREFACIO

Este volumen de Actas contiene las conferencias y comunicaciones presentadas durante el IX Congreso Iberoamericano de Acústica, FIA2014, realizado en el Centro de Convenciones del Hotel Dreams Pedro de Valdivia, en la hermosa ciudad de Valdivia al sur de Chile, entre el 1 y 3 de diciembre de 2014. El volumen en 1500 páginas incluye los más de 150 trabajos científicos aceptados que cubren los tópicos de acústica de la edificación, acústica ambiental, electroacústica y metrología, ultrasonidos, acústica subacuática, procesado digital de señales, ruido y vibraciones en la industria, acústica fisiológica y psicológica, acústica musical, normativa acústica, materiales acústicos y audio profesional. Los trabajos fueron seleccionados por el Comité Científico y presentados por sus autores durante las sesiones técnicas del congreso. El volumen presenta las distintas investigaciones que se desarrollan en la comunidad acústica iberoamericana, dando una particular atención al fortalecimiento de la literatura técnica en los idiomas oficiales de los congresos de la Federación Iberoamericana de Acústica, FIA. Creada precisamente en Valdivia en el año 1995, la Federación Iberoamericana de Acústica organiza cada dos años los Congresos Iberoamericanos, con la finalidad de promover el desarrollo y progreso de la Acústica en todas sus áreas, reuniendo a las asociaciones de países iberoamericanos de habla española y portuguesa. Aprovechamos de agradecer a todos los auspiciadores y patrocinadores de este congreso y, muy especialmente a la Dirección de Investigación y Desarrollo (DID-UACh) por su gentil aporte a la publicación de estas Actas. Confiamos que esta publicación oficial del congreso será de utilidad a la comunidad científica iberoamericana y un real aporte al conocimiento de la acústica. Valdivia, diciembre de 2014.

Dr. Jorge P. Arenas Presidente FIA2014

Dr. Enrique Suárez Vicepresidente FIA2014


TABLA DE CONTENIDOS 1701 Conforto sonoro em cidades – conceitos, instrumentos e estratégias

J.L. Bento-Coelho

1

1702 Acústica de turbinas eólicas: Medición, control e impacto ambiental

R.A. Burdisso

13

1703 Acontecimientos recientes en la dispersión acústica de cardúmenes de peces con vejiga natatoria

C. Feuillade

23

1704 Detecção e contribuição dos outliers para avaliações subjetivas de S.N.Y. Gerges som R.A. Dias

33

1705 Evolución del marco normativo internacional en acústica de la edificación

M. Machimbarrena B. Rasmussen P. Fausti

51

0102 Caracterización Acústica de Superficies a través de Coeficientes de Absorción, Difusión y Dispersión.

N. Bastián A. Campos

71

0104 Rediseño acústico óptimo de recintos industriales

M.E. Sequeira V.H. Cortínez

81

0105 Rehabilitación acústica de fachadas de recintos en los alrededores del Aeropuerto Adolfo Suárez Madrid-Barajas

C. Díaz A. Pedrero Mª A. Navacerrada

93

0106 Estudio de sistemas de ventilación natural colocados en la carpintería de la ventana y su efecto sobre los niveles de inmisión sonora en los recintos

A. Díaz-Chyla C. Díaz Mª A. Navacerrada A. Pedrero

103

0107 Comparación de parámetros acústicos calculados mediante distintos software

J. Mansilla S. Sato L. Rodiño A. Arias

113

0108 Medición de tiempo de reverberación y caracterización acústica de la catedral de sal de Zipaquirá

J.A. Aguacia D.A. Pardo B.J. Rodríguez

123

0110 Evaluación de la difusión acústica de recintos a partir de parámetros asociados a la reverberación

I.T. Servín D. Sánchez G. Ávila

132

0111 Reacondicionamiento y caracterización acústica de la cámara de reverberación del CIAL-UNC

C.C. Herrán A.R. Maristany D.A. Moyano

142

0112 Desarrollo de una fuente sonora omnidireccional liviana para mediciones de campo

A.R. Maristany D.A. Moyano P.E. Méndez

152


0114 Incidencia de la tipología de fachada en el aislamiento acústico al ruido aéreo en viviendas de la Región Metropolitana de Chile

L. Meza J. Delannoy A. Marzzano

158

0115 Influencia del vidriado en el aislamiento acústico de una ventana

F. Iasi N. Vechiatti

168

0116 Determinación estadística de los ciclos diarios de ruido ambiental mediante análisis de cluster. Aplicación al Barrio Bellavista de la ciudad de Santiago

A. Marzzano M. Araos C. Albornoz H. Lefín M. Fuentes J. Delannoy L. Meza

176

0117 Evolución acústica de las soluciones constructivas oficiales en el período 2005-2014 en Chile

J. Delannoy L. Meza A. Marzzano C. Arenas

186

0118 Validação de um protótipo de fonte sonora de impactos padronizados mediante resultados obtidos na avaliação do isolamento sonoro de impacto em pisos de edificações residenciais

R. Mojolla S.R. Bertoli

196

0119 Estudio del campo sonoro de una sala a baja frecuencia

D.K. Anthony M.J. Fernández F. Simón

206

0120 Optimización del diseño formal de envolventes para el control del A.R. Maristany ruido de transito L. Abadía M. Agosto L. Carrizo M. Chitarrini

214

0121 Análisis de parámetros acústicos de recintos para dos condiciones de ocupación: Estudio de caso de un aula universitaria

G.A. Cravero S.P. Ferreyra H.C. Longoni M.D. Flores O.A. Ramos F.C.Tommasini S.P. Ferreyra G.A. Cravero H.C. Longoni M.D. Flores O.A. Ramos F.C. Tommasini J. Antonio A. Tadeu A. Neves

223

S. Jiménez J. Romeu A. Balastegui C. Vega

252

0122 Análisis espacial del índice energético temprano-tardío en aulas universitarias

0124 Soluções de reforço/reabilitação acústica de lajes aligeiradas Resultados laboratoriais 0125 Plan de acción contra el ruido de actividades de ocio al aire libre

0126 Análise do índice de reconhecimento de fala na relação sinal ruído E.M.L. Moraes para o ruído de tráfego em salas de aula. G.S.V. Melo D.D.R. Ramos M.U.P. Freitas C. Nagawo

232

242

261


0127 Desempenho Acústico de Fachadas de Edificações em Campus Universitário

S.R. Bertoli A. Moreira

270

0128 Diseño Acústico de recintos para Broadcasting

M. Huaquín

280

0129 Análisis experimental de la concentración sonora en recintos cupulares

A. Alcaino M. Huaquín

289

0131 Acústica del Centro Cultural de la Universidad Nacional de Cuyo, R.D. Ottobre Mendoza, Argentina M.L. Ottobre F. Suárez Vié A. Arias

298

0132 Capilla Museo Buffo: Cartografía Compositiva del Espacio

D. Payo S.P. Ferreyra G.A. Cravero H.C. Longoni A. Farina M. Eguia O.J.S. Júnior J.J.R. Silva M.A.S. Pinheiro

308

0134 Parâmetros acústicos em salas comuns de residências típicas no sul do Brasil

M.É. Klein A.S. Panosso S. Paul

327

0135 A classificação acústica como instrumento de validação dos processos de reabilitação acústica de edifícios habitacionais

J. Patrício

336

0133 Isolação sonora de vedações em blocos de gesso

318

0137 Determinación de diferencia por simplificación de diseño de salas G. Moreira en predicciones computacionales con técnicas de acústica geométrica

344

0139 Técnica alternativa para la caracterización de propiedades vibroacústicas con aplicación en acústica de la edificación

J.V Torres P. Molina E.G. Segovia J. Ramis

354

0141 Tratamiento acústico de un templo con geometría desfavorable

J.N. Moreno C. Jiménez R. Rivera

364

0202 Estudo de Impacto Ambiental da Instalação de Uma Via de Acesso a um Centro de Distribuição

M.L. Belderrain W. Montemurro R. Vaidotas

373

0205 Impacto del ruido de flujo vehicular en un sector urbano de la comuna de Ñuñoa

M. Saavedra

381

0206 Evaluación y gestión del ruido en aeropuertos colombianos

J.M. Aponte A.F. Mondragón C.C. Mesa E.F. Vergara

391

0207 Avaliação do ruído pneu-pavimento de estradas brasileiras pelo método CPX

E.F. Vergara J.M. Aponte S.N.Y. Gerges G. Trichês

401


0208 Estructura temporal del ruido urbano y Método de Categorización C. Prieto-Gajardo G. Rey-Gozalo J.M. Barrigón-Morillas V. Gómez-Escobar R. Vílchez-Gómez J. Méndez-Sierra J. Trujillo-Carmona R. Maderuelo-Sanz D. Montes-González P. Atanasio-Moraga 0209 Actualización de la situación acústica de la Ciudad Monumental S. Díaz-Muñoz de Cáceres y evaluación de la percepción de los transeúntes J.M Barrigón-Morillas V. Gómez-Escobar G. Rey-Gozalo R. Vílchez-Gómez J. Méndez-Sierra J. Trujillo-Carmona C. Prieto-Gajardo D. Montes-González P. Atanasio-Moraga 0210 Evaluación de Modelos de Predicción de Ruido de Tránsito N. Bastián Vehicular en Ciudades Pequeñas: Casos Ciudad de Valdivia y J. Alvarez Osorno F. Moreno

409

0211 Desenvolvimento de uma ferramenta para análise do Estudo de Impacto de Vizinhança (EIV) na área de emissões sonoras

A. Alves D.X. da Paixão

439

0212 Confort acústico-urbano en la ciudad de México. El caso de un corredor urbano en la Delegación Azcapotzalco

D.R. Ponce F.E. Rodriguez-Manzo

449

0213 Impacto de la planeación urbana en el ambiente sonoro de la Delegación Azcapotzalco de la Ciudad de México. El caso del Jardín Hidalgo

F.E. Rodríguez-Manzo E. Garay-Vargas L.A. Lancón-Rivera G. Sánchez-Ruíz

458

0214 Análisis de las diferencias entre los descriptores acústicos NPSeq y NPSmáx para maquinaria utilizada en faenas de construcción reguladas por el D.S. N° 38/2011 MMA

M. Glisser A. Santos

468

419

429

0215 Mapa de Ruido de la Ciudad de Buenos Aires, Argentina, Primera R.D. Ottobre etapa: Planteo metodológico y presentación del mapa de ruido de G. Said la comuna 4 L. Carilli F. Deuschle 0216 Técnica de Confección de Mapas de Ruido en Zonas de Ocio: A. Marzzano Caso Barrio Bellavista - Santiago - Chile M. Araos C. Albornoz H. Lefín M. Fuentes J. Delannoy L. Meza

478

0217 Simulación en interiores de ruido de turbinas eólicas con amplitud F.A. Fernández modulada R.A. Burdisso

498

0220 Emisión de ruido de motocicleta con sistema de escape modificado: potencia acústica utilizando la técnica de intensimetría sonora

508

J.A. Perez A.J. Urquiza H.H. Contrera P. Kogan O.A. Ramos

488


0222 Impacto del ruido de tráfico rodado en población vulnerable en la localidad de Usaquén

D.A. Páez O.E. Acosta

518

0223 Impacto del ruido inducido por el viento durante mediciones acústicas

P. Aumond

528

0224 Avaliação da Paisagem Sonora Urbana através de Mapas de Eventos Sonoros

H.R. Neumann G.C. Bruna

535

0226 Relações entre o fator de visão do céu e o tempo de reverberação urbana

L.H.S. Elisei M.T. Suriano L.C.L. Souza

544

0227 Construcción a escala de un sistema de aislamiento acústico con barreras implementadas con material reciclable

A.B. Sayago A. H. Mora B.J. Rodríguez M. Herrera P. Kogan B.M. Turra G.J. Boiero J.A. Pérez

554

0237 Metodología de Análisis del nivel de Presión Sonora Corregido (NPC), en una aplicación de monitoreo fijo

A.A. Velásquez A. Lanzetta

574

0238 Exposición al ruido antropogénico en las áreas naturales protegidas: Parque metropolitano "Marisma de los Toruños y Pinar de la Algaida"

R. Hernández S. Ruiz F. Fernández R. Gey J.L. Cueto

584

0239 Zonas de conflicto acústico vs. puntos de conflicto acústico

F. López Santos D. Carretero de la Rocha I. Giménez Anaya

594

0240 Mapa estratégico de ruidos de una aglomeración urbana singular: Algeciras

F. López Santos D. Carretero de la Rocha I. Giménez Anaya R. Hernández Molina J.L. Cueto Ancela

603

0241 Análisis Geoespacial del Mapa de Ruido del Gran Santiago mediante sistema de información geográfico

V. Lobos R. Quezada S. Vergara

613

0243 Propuesta de guía para la evaluación del impacto ambiental del ruido y la vibración generados en tronaduras

R. Quezada S. Maulén R. Pesse

623

0244 Propuesta de guía para la evaluación del impacto acústico generado por líneas de transmisión eléctricas de alta tensión alterna, en el marco del Sistema de Evaluación de Impacto Ambiental

R. Quezada D. Briceño R. Pesse

633

0246 Mapa de Ruido del Gran Santiago Mediante Modelación

E. Suárez J.L. Barros J.P. Álvarez R. Romero C. González L. Báez C. Saavedra

641

0234 ¿Más nivel sonoro es siempre perjudicial? Rol del agua en el Paisaje Sonoro urbano

564


0303 Control de Vibraciones y Restricción Sísmica de Componentes y Sistemas no Estructurales en Chile

N. Bastián C. Galleguillos

651

0304 Comprovação de uma metodologia de cálculo da radiação acústica em estruturas vibrantes planas

M. González-Montenegro R. Jordan A. Lenzi J.P. Arenas

661

0305 Posicionamiento Óptimo de Aisladores en Sistemas Vibratorios de Seis Grados de Libertad (6DOF)

S.E. Floody

671

0306 Técnicas Aplicadas de Control de Ruido y Herramientas de Gestión de Proyectos. Caso Data Center

P.A. Seguel S.E. Floody

681

0307 Modelo de control activo de transmisión de ruido a través de una apertura en pared delgada

I. Magnusson T. Pamies J. Romeu R. Arcos

691

0309 Sistema embarcado para la clasificación de carreteras con L.J. Herrera respecto a las características acústicas de la superficie de rodadura I. Pavón

699

0310 Análise do fluxo de energia vibratória para a carcaça de um compressor hermético através do tubo de descarga de material polimérico

P.V.R. Martins A. Lenzi

711

0311 Determinación de línea base de ruido en traza ferroviaria

N. Vechiatti A. Armas F. Iasi D. Tomeo

720

0312 Análise vibroacústica de um motor de indução submetido a forcas G. Myrria magnéticas A. Lenzi

729

0313 La generación de ruido en el contacto entre la rueda y el carril – efectos no lineales

O.E. Lundberg A. Nordborg I. López-Arteaga

740

0314 Identificación de Fisuras por Fatiga en Vigas Precargadas mediante el Análisis Dinámico no lineal bajo cargas armónicas

V.H. Cortínez P.N. Domínguez

749

0315 Sintonia de Frequências Naturais de Flexão em Vigas por Otimização de Forma: Diferentes Parametrizações

D.A.C. Urra J.A. de M. e S. Teixeira J.C.S. Pantoja O.M. Silva Jr. R. Jordan

760

0316 Respuesta vibroacústica de una estructura en L mediante un método híbrido

E. Roibás M. Chimeno F. Simón

770

0318 Comparación de técnicas basadas en colocación puntual y ajuste E.M. Sánchez-Orgaz modal para la caracterización acústica de silenciadores disipativos F.D. Denia con gradientes transversales de temperatura y flujo medio J. Martínez-Casas L. Baeza

780

0319 Modelagem Numérica de Controle Ativo de Ruído Aplicado a Venezianas Acústicas

791

M. A. Maciel G.A. Zuffi M.A.V.Duarte


0402 Ambiente Acústicamente Enriquecido para la terapia sonora del acúfeno

P. Cobo

801

0405 ¿Es posible percibir tonos puros por encima de los 20 kHz?

I. Canalis J. Petrosino

810

0406 Evaluación objetiva y subjetiva de la aislación acústica de fachadas

R. Ordoñez C. Visentin M. Marković P. Fausti

819

0407 Influencia de la compresión del rango dinámico en la evaluación de calidad de grabaciones musicales

M.B. Borup P. Zabbal R. Ordoñez

830

0408 Relaciones entre la exposición al ruido ambiental y la molestia que ocasiona en aulas de educación media en Quito, Ecuador

P. Ávila L. Bravo

839

0409 Detección de altura tonal de la repetición en niños ciegos

M.X. Hüg C. Arias F. Bermejo A.H. Ortiz Skarp F.C. Tommasini

849

0410 Correlación intensidad /frecuencia en la expresión oral de las emociones básicas según el Método Alba Emoting®

C. Badani S. Duràn L. Romero

858

0411 Estudio del riesgo de pérdida de la audición por el uso de equipos de audio portátil

I.T. Servín D. Cárdenas I. Ortega

869

0412 Localización de objetos a través de la ecolocación: estudio con personas ciegas y con visión normal

F. Bermejo V. Lunati L.G. Gilberto A. Ortiz C. Nassif M. Hüg C. Arias J.L. Bravo P. Garretón S. Fingerhuth

877

0414 Influencia del sistema ciliado externo en el rango dinámico de la audición

A.M. Saavedra S. Tieso L.V. Fantini N. Casco Richiedei N.F. Cacavelos F. Messina R. Fernandez Arcani M. Beltrame F. Nocetti M. Rojo

896

0415 Modelo teórico de la fisiología de la membrana timpánica

S. Tieso A.M. Saavedra L.V. Fantini N.F. Cacavelos N. Casco Richiedei F. Messina R. Fernández Arcani

906

0413 Estudio de la calidad de moldes de orejas individuales en base a alginato y yeso

887


0416 Evaluación de la percepción de la imagen virtual en pacientes con A.M. Saavedra implantes cocleares R.G. Barchi M. Beltrame F. Nocetti M. Rojo S. Tieso L.V. Fantini N. Casco Richiedei N.F. Cacavelos F. Messina R. Fernandez Arcania.

913

0417 Implementación de una estrategia de procesamiento modificada para implantes cocleares

A. Osses J. Wouters T. Francart

919

0501 Estudio Teórico de la Absorción Sonora de Superficies de Impedancia Periódica

A. Yori M. Möser

930

0601 Simulador 3D de patrón de radiación de guitarra acústica

I. Rabadán J.H. Calderón H. Amaro

940

0602 Estudio del efecto de la sordina de gel en la tarola

I. Rabadán D.I. Contreras A.A. Vélez

949

0604 Optimización de un sistema de sonido móvil para danza y música

F. Otondo R. Torres

960

0605 Diseño, estudio y construcción de un Tundrum

R. Escobar S. Floody J.P. Arenas

970

0606 Valoración subjetiva de las preferencias acústico-musicales del bambuco y pasillo colombiano

D.J. Rey L.X. Gil L.F. Hermida

977

0607 Evaluación perceptual de diferencias entre sonidos originales y sintetizados de un instrumento musical

A. Osses A. Kohlrausch

987

0608 Diseño y construcción de instrumentos musicales electrónicos con microcontroladores

M.R. Pérez M. Herrera

998

0610 Análise Experimental da Caixa Acústica de um Violão Clássico Brasileiro e Seus Componentes via Técnica de Excitação por Impulso

R.F.S. Ribeiro J.F. Feiteira N. Medeiros A.J. Silva

1008

0701 Respuesta acústica de un cardumen de peces en baja frecuencia

M.P. Raveau C. Feuillade

1016

0702 Mejoramiento de un sistema de perfilamiento de subsuelo marino de baja frecuencia (300-400Hz): Bubble Pulser

J. Oberreuter J. Uribe

1026

0703 Dispersión acústica de un cardumen simulado a partir del comportamiento colectivo en animales

S.E. Alfaro J.A. Cellio M.P. Raveau V. Rojas

1034


0901 Equipamento para medições in situ de reflexão sonora

P.M. Massarani D. Pazos S. Müller

1044

0902 Comparação do desempenho de câmara reverberante qualificada para medição de absorção e potência sonora

M. Nabuco R. Villela P. Massarani D. Pazos R. Michalski

1054

0904 Diseño y construcción de un parlante circular AMT de radiación 360º

R. Fernández Arcani A. Sanchez Caparros

1064

0905 Medición de la atenuación acústica de protectores auditivos tipo orejera con tecnología CAR en helicópteros

R. Trujillo C.E. Alba L.F. Hermida M. Herrera

1074

0906 Implementación de altoparlantes y cajas acústicas con materiales no-convencionales

M. Herrera M.F. Reyes

1084

0907 Diseño y construcción de un transductor (Subkick) para realzar frecuencias bajas de un bombo de batería

W.F. Romo M. Herrera

1092

1001 Identificación de sistemas aplicado a un recinto reverberante

R. Quintana-Soler D. Patiño-Guevara

1102

1002 Decodificación Paramétrica de respuestas a impulso en Formato B J.P. Espitia (Ambisonics de primer orden) para la auralización de salas de J.-D.Polack concierto

1112

1003 Monitoreo de Condiciones de Maquinado en Base a Emisión Sonora

F. Figueroa A. Aguilera J. Barros J. Cárdenas F.C. Tommasini O.A. Ramos S.P. Ferreyra R.M. Guido

1122

1005 Implementación de un Módulo Coherencia para la Herramienta Software de Análisis de Sistemas Sonoros SMARTMAF

M.F. Díaz H. Loaiza J.F. Perdomo

1141

1006 Compresor perceptual basado en la transformada WaveletDaubechies tipo IV, con dos niveles de descomposición

M. Herrera W.F. Romo

1152

1007 Técnicas de procesamiento digital de señales para reducción de ruido de señales de múltiples sensores asíncronos

J. Godoy S. Fingerhuth

1162

1010 Optimización de parámetros de las funciones sigmoidales tasanivel basada en características acústicas

V. Poblete N. Becerra-Yoma R.M. Stern

1172

1101 Determinación de resistencia a la compresión y módulo de elasticidad de suelos cohesivos mediante velocidad de ultrasonido

L.C. Contreras E. Baradit C.G. González

1182

1004 Sistema de realidad acústica virtual en tiempo real: AVRS

1131


1102 Determinación de Constantes Elásticas de Maderas Nativas por Ultrasonido y Análisis Estadístico utilizando Manova-Biplot

E. Baradit M. Yañez P. Niemz

1192

1202 Revisión de los valores límite de presión sonora para la exposición a ultrasonidos aéreos de baja frecuencia en la normativa laboral argentina

F.L. Bacigalupo

1202

1203 Análisis de metodologías y criterios de evaluación de impacto acústico de parques eólicos según estándares extranjeros específicos y la normativa chilena aplicable

I. Gómez C. Padilla C. Salas

1212

1204 Paisajes sonoros: Camino a la estandarización. Análisis de norma ISO 12913-1 Acoustics. Soundscape. Part 1. Definition and conceptual framework

L.F. Hermida I. Pavón

1222

1207 Limitadores acústicos - Problemáticas en las discotecas. Conveniencia en la limitación espectral

R.A. Gareis J.E. Arias R. Arias

1232

1301 Atenuación de los tonos acústicos de una cavidad abierta recubriendo sus paredes con paneles microperforados

C. González S. Ortiz P. Cobo F. Montero de Espinosa

1243

1302 Interpretación de las propiedades efectivas de metamateriales acústicos

R. Venegas A.S. Elliot O. Umnova A.D. Boardman

1253

1303 Estudio de la absorción sonora y la rigidez de espumas de poliuretano recicladas

R. del Rey J. Alba J.P. Arenas V.J. Sanchís

1263

1304 Medida de absorción en cámara reverberante con muestras de referencia

R. del Rey J. Alba J.P. Arenas L. Bertó

1271

1305 Estudio de nuevos materiales composites para soluciones ligeras de aislamiento acústico

J. Alba R. del Rey J.M. Gadea J. Segura E. Julià

1280

1306 Medida de la resistividad al flujo con un método alternativo electroacústico

J. Alba L. Berto J.P. Arenas R. del Rey

1290

1307 Análise da eficiência acústica de diferentes materiais em enclausuramentos de grupos geradores

S.S. Goés M.F.O. Nunes A.M.C. Grisa B.F. Tutikian

1300

1308 Emissão acústica de sistema de movimentação de portas de armários

C. Roman Jr. J. Bonatto A.M.C. Grisa M.F.O. Nunes M. Zeni

1309

1309 Caracterização de apoios anti-vibráteis de cortiça

A. Tadeu J. Antonio F. Pedro S. Dias

1317


1310 Módulos de elasticidad en vibración transversal de algunas maderas crecientes en Chile

P. Vargas E. Baradit F. Guzmán

1327

1311 Análisis y clasificación de nuevos materiales absorbentes acústicos en base a biomateriales para la aplicación en el control del nivel de presión sonora reverberante al interior de los recintos

F. Guzmán R,. Espiniza R. García

1335

1313 Diseño y construcción de un medidor de resistividad al flujo y porosidad para caracterizar materiales absorbentes

J. Rebolledo J.P. Arenas

1343

1405 Aplicación de herramientas avanzadas de procesamiento de señales para el diagnóstico de fallas en rodamientos mediante emisiones acústicas y vibraciones

D. Quezada C.M. Vicuña

1353

1406 Comportamiento vibratorio de un reductor planetario de una etapa J. Parra C.M. Vicuña

1363

1407 Evaluación y propuesta de medidas de control a la exposición de ruido en operadores de camiones de extracción minera. Parte I: evaluación de dosis y levantamiento de datos

C. Kuskinen P. Priede C. Muñoz

1373

1408 Evaluación y propuesta de medidas de control a la exposición de ruido en operadores de camiones de extracción minera. Parte II: diseño de soluciones

C. Kuskinen C. Muñoz

1383

1410 Determinación en terreno de la transmisibilidad de asientos en grúas de horquilla y su efecto en la exposición ocupacional a vibración de cuerpo entero

A. Carrillo R. Zúñiga

1393

1502 Modelado dinámico isofónico (MDI)

R.A. Saldías Fuentes

1403

1504 Banco de pruebas para un sistema de pre-amplificación de señal de audio con multi-transformadores

J.A. Beltrán M. Mejía M.F. Torres M. Herrera

1412

1505 Alimentación eléctrica, aterrizaje y puesta a tierra en sistemas audiovisuales

M.A. Sánchez

1422

1506 Audiojuego entrenador, inalámbrico e interactivo para usuarios ciegos y con visión normal: Búho

L.G. Gilberto S. P. Ferreyra F.R. Bermejo C. Arias G.A. Cravero

1432

1507 Sonido Directo para Publicidad, Documentales y Programas de Televisión. Equipamiento Técnico y Experiencia.

F.R. Reyes

1442

1601 Una aplicación del cociente de probabilidad a un caso real

C. Rosas J. Sommerhoff C. Sáez S. Saavedra

1452

1603 La Ingeniería Acústica en el contexto del Espacio Europeo de R. Hernández Educación Superior: Una Experiencia Práctica 2007-2013; Máster F. Fernández en Ingeniería Acústica J.L. Cueto

1460


1604 ¿Cuánta música cabe en un papel? Recuperación de audio impreso J. Petrosino en papel común en la década de 1930. I. Canalis

1470

1605 Estudio dinámico de parámetros de filtrado inverso para el seguimiento ambulatorio de la función vocal

V. Espinoza M. Zañartu

1480

1606 Análise experimental e numérica dos modos simétricos de um escoamento excitado acusticamente

R.B. de Moraes R.E. Musafir

1490

1607 Protótipo para o ensino de tecnologias de controle de ruído

J.A.S. Silva M.V.I. Silva W.S. Pereira M.R.F. Oliveira D.R. Petrucci

1500

1608 Educando diseño acústico en base a los conceptos de paisaje sonoro

F.J. Elizondo-Garza

1510

1609 Espaços para aprender e ensinar música: construção e adequação

A.L.Schmid G.G.B.Romanelli L.S.Rocha A.L.S.Santana G.S.V.Melo N.S.Soeiro D.X. Paixão R.R. Rocha A.R. Silva E.F.V. Miranda

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Paper ID: 1101/p.1

Determinación de resistencia a la compresión y módulo de elasticidad de suelos cohesivos mediante velocidad de ultrasonido

L. C. Contreras, E. Baradit  C.G. González Ingeniería Civil, Universidad del Bío- Bío, Av. Collao 1202, Concepción, Chile, lecontr@alumnos.ubiobio.cl Departamento de Física, Universidad del Bío- Bío, Av. Collao 1202, Concepción, Chile Departamento de Ingeniería Civil y Ambiental, Universidad del Bío- Bío, Av. Collao 1202, Concepción, Chile

RESUMEN: En los últimos años se ha impulsado el uso de Métodos No Destructivos de naturaleza acústica en especial el ultrasonido para determinar las propiedades de materiales, estructuras y suelos. Así, en este trabajo se ha realizado un estudio experimental de probetas cilíndricas de suelos cohesivos, de 10(cm) de alto y 5(cm) de diámetro, con humedad óptima y diferentes grados de compactación (80%,85% y 90%) que tuvo por objetivo determinar la resistencia a la compresión no confinada y el módulo de elasticidad empleando la velocidad de propagación de ultrasonido y el ensayo de compresión no confinada. Para lograr el propósito planteado se ensayaron por ambos métodos dos series de 10 probetas gemelas para cada grado de compactación. Con los datos obtenidos se crearon nuevas curvas de conversión para el equipo Pundit Lab+ y se ensayar las probetas en estudio, obteniendo la resistencia a la compresión no confinada y módulo de elasticidad. Los resultados obtenidos por ambos métodos indican una clara similitud e igual tendencia de crecimiento que el grado compactación, donde la resistencia a la compresión no confinada aumenta de 0,10 a 0,25(MPa) y el módulo de elasticidad de 3,03 a 7,80(MPa). Sin embargo, la media y deviación estándar de los resultados de resistencia a la compresión no confinada y módulo de elasticidad son mayores empleando velocidad de ultrasonido.

Palabras Claves: Ultrasonido, Resistencia a la compresión, Módulo de elasticidad, Suelos cohesivos, Pundit Lab+.

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1. FUNDAMENTOS TEÓRICOS 1.1 Método no destructivo de naturaleza acústica. Los métodos no destructivos son técnicas, procedimientos y ensayos que se han venido desarrollando durante las últimas décadas para la investigación de tipo no invasiva tanto en ingeniería como en medicina, geociencias y física. Actualmente estos métodos constituyen una herramienta de análisis y evaluación de las propiedades físico-mecánicas de los materiales, entre los cuales el ultrasonido es una de las técnicas acústicas mas utilizada. El término ultrasónico es usado para describir ondas mecánicas que se propagan en medios gaseosos, líquidos y sólidos a frecuencias por encima del límite audible para el oído humano. Debido a que el comportamiento de estas ondas está relacionado con las propiedades físicomecánicas de cualquier medio a través del cual ellas se transmiten, el ultrasonido se puede usar para investigar esas propiedades. Los primeros estudios y publicaciones de las técnicas de ultrasonido como método no destructivo para el ensayo de materiales se presentaron a finales de los 60’s y comienzos de los 70’s en el Instituto de Problemas Técnicas Básicas en Polonia [3]. Con el transcurso de los años las técnicas de ultrasonido han tenido una aplicación amplia en ingeniería, por ejemplo en el estudio de suelos, rocas, aguas subterráneas, pavimentos, estructuras geológicas (fallas, diaclasas, planos de estratificación, etc.), estructuras civiles [9] y otros materiales [10]. La utilización de ondas de sonido natural como fuente de registros sísmicos se ha aplicado desde aproximadamente 50 años. A partir de los registros acuáticos de 1970, Nakamura propone en 1989 una definición teórica de la técnica H/V de refracciones múltiples de ondas HS para la caracterización de suelos en el área de Geotecnia [6]. Sin embargo en los últimos años se ha profundizado en las investigaciones y aplicaciones de las técnicas de ultrasonido en el área de concreto, mediante el impacto-eco, para la detección de fisuras y defectos dentro de los materiales, logrando medir el efecto en la resistencia del material [5]. De igual manera se han desarrollado la aplicación de métodos no destructivos en el estudio de masas de suelos y rocas, destacándose los registros acústicos superficiales y en perforaciones, determinando las propiedades físico-mecánicas y las condiciones presentes del medio en estudio [4].La ecuación (1) relaciona las propiedades físico-mecánicas de un medio con las ondas de propagación:

(1) donde: E- Módulo de Elasticidad. -Densidad seca del suelo (Kg/m3) - Velocidad de pulso ultrasónica en (m/s)

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Las técnicas ultrasónicas, para determinar los parámetros físico-mecánicos del material, utilizan un sistema de circuito cerrado, el cual puede ser analizado como una secuencia de transformaciones en serie, que incluyen en su arreglo los siguientes equipos: un generador de pulsos ultrasónicos, acople, un transductor emisor y un receptor de pulsos de contacto, el cual capta la onda que viaja por el medio en estudio, como se puede apreciar en la figura 1.

Figura 1.Montaje de equipos de medición MND, técnica ultrasónica. (Fuente Propia).

1.2 Método destructivo-MD- tradicional, Ensayo de Compresión no Confinada. En Ingeniería Civil actualmente se aplica como herramienta de estudio el método destructivo tradicional para determinar las propiedades físico-mecánicas de los materiales, llevando a la falla probetas representativas del material en estudio. Uno de los ensayos que emplea este método destructivo, es el ensayo de compresión no confinada, basado en la norma NCh 3134 0f 2007 [7], el cual consiste en determinar a través de una probeta representativa del material en estudio la capacidad máxima de resistencia que posee, aplicando una fuerza vertical en una cierta área conocida. Este ensayo solo se realiza a suelos cohesivos, debido a las características morfológicas y propiedades que posee. 1.3 Características de suelos cohesivos, arcillas. Los suelos cohesivos son aquellos tipos de suelos que están constituidos por partículas microscópicas unidas por enlaces químicos y que dependiendo del tamaño de las partículas y de las características que poseen pueden clasificar en limos y arcillas. Las arcillas poseen partículas sólidas de diámetros menor a 0,005 (mm), los minerales arcillosos que conforman este tipo de suelo son producto de la meteorización química y están compuestos en su mayoría por silicatos de aluminio hidratados. El componente de las partículas que constituyen el mineral arcilloso está dominado principalmente por la actividad electroquímica. En general tiene una carga negativa neta y presentan afinidad por el agua, lo cual le entrega la característica de cohesión y plasticidad [2]. La existencia de una macroestructura bien definida puede tener una gran influencia en el comportamiento ingenieril de las arcillas, por ejemplo las fisuras, las cuales constituyen un plano de debilidad provocando una disminución en la resistencia. Esto también provoca una disminución en el módulo de elasticidad, el cual es un parámetro que entrega la razón entre el incremento de esfuerzo aplicado a un material y el cambio correspondiente a la deformación unitaria que experimenta.

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2. MATERIALES Y MÉTODOS La unidad generadora de pulsos que se utilizo en esta investigación es el generador de pulsos ultrasónico Pundit Lab+ (figura 2), el cual es de tipo electrónico y con voltaje externo o amplificadores de potencia; la salida de voltaje es de forma rectangular o sinusoidal [8]

Figura 2. Equipo Pundit Lab/Lab+, instrumento ultrasónico. (Proceq).

Los transductores de emisión y receptor de ondas transversales empleados fueron los de 24 KHz (figura 3). El transductor emisor recibe la energía eléctrica y la convierte en energía mecánica, la cual pasa a través del medio en forma de ondas elásticas acústicas, y luego es recibida por un transductor receptor que nuevamente la convierte en energía eléctrica para cerrar el circuito.

Figura 3. Transductores del equipo Pundit Lab/Lab+, instrumento ultrasónico. (Fuente Propia). Las probetas que se utilizaron en esta investigación fueron cilíndricas (dimensiones 10(cm) de alto y 5 cm de diámetro), tal cual se aprecia en la figura 4, con ambas caras planas y fabricadas con suelo cohesivos (arcilla orgánica de baja plasticidad), donde se fueron variando el grado de compactación (80%,85% y 90%) y de humedad optima.

Figura 4. Probetas de arcilla inorgánica de baja plasticidad. (Fuente Propia).

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2.1 Metodología El material empleado en el presente estudio proviene del “Fundo el Venado” ubicado en el sector de Andalué, comuna de San Pedro de la Paz, provincia de Concepción. Este material fué clasificado como CL, arcilla inorgánica de baja plasticidad según la clasificación USCS y A-7-6 (13) por la AASHTO (NCh 165 Of.77), el cual coincide con las características geológicas del material existente en el sector mencionado anteriormente. Las probetas ensayadas fueron fabricadas con la humedad óptima (21,17%) y con tres densidades distintas, es decir al 80%, 85% y 90% de la Densidad máxima compactada seca de 1506 [Kg/m3] obtenida del ensayo Proctor Modificado (NCh 1534/2 Of.79). Para la obtención de la resistencia a la compresión no confinada por velocidades de ultrasonido, se debieron crear tres curvas de conversión para cada grado de compactación. Para esto las se utilizo la base de los datos registrados de velocidad de ultrasonido por el equipo Pundit Lab+ y la resistencia a la compresión no confinada del ensayo mecánico. Estos datos fueron depurados de acuerdo al criterio de diferencia entre los valores registrados y la media de cada grupo de probetas, para la resistencia a la compresión no confinada. Una vez cargadas las curvas se procedió a obtener los valores de resistencia a la compresión no confinada ensayando tres series de diez probetas para cada grado de compactación. A cada probeta se determinó en primera instancia la resistencia a la compresión no confinada empleando el equipo Pundit Lab+, donde se escogió previamente la curva de conversión asociada al grado de compactación. Posteriormente se sometieron la probeta al ensayo de compresión no confinada. De manera simultánea se registraron las velocidades de ultrasonido empleando el equipo Pundit Lab+ y la pendiente de la curva de tensión- deformación obtenida del ensayo de compresión no confinada. Finalmente se aplicó un análisis de validación estadística, aplicando el criterio “Prueba de hipótesis sobre la igualdad de dos medias, varianzas conocidas” [1], de tal manera de aprobar o rechazar la hipótesis nula. Esta hipótesis plantea que las medias de ambos parámetros obtenidos por velocidad de ultrasonido es igual a la media obtenida por el ensayo mecánico, o la hipótesis unilateral, la cual plantea que las medias de ambos parámetros obtenidos por velocidad de ultrasonido es mayor a la media obtenida por el ensayo mecánico.

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3. RESULTADOS Y ANALISIS 3.1 Análisis de los resultados obtenidos de resistencia a la compresión no confinada (qu). Los resultados registrados de la resistencia a la compresión no confinada empleando velocidades de ultrasonido poseen los mismos rangos que los resultados obtenidos en el ensayo de compresión no confinada. Esto se ve claramente reflejado en los valores de las obtenidos, para las medias de la resistencia a la compresión no confinada obtenidas empleando ultrasonido, las cuales poseen la misma tendencia que las medias registrada en los resultados del ensayo de compresión no confinada para cada grado de compactación (tabla 1).

80%

Media Desv.Estándar

85%

90%

qu [MPa] qu [MPa] qu [MPa] qu [MPa] qu [MPa] qu [MPa] Mecánico Ultrasonido Mecánico Ultrasonido Mecánico Ultrasonido 0,124 0,126 0,151 0,153 0,214 0,216 0,01392

0,01265

0,02332

0,02870

0,03304

0,03204

Tabla 1.Medias y Desviaciones Estándar de los datos obtenidos de la resistencia a la compresión no confinada empleando el equipo Pundit Lab+ y el ensayo de compresión no confinada. (Fuente Propia). Los valores de desviación estándar y de las medias presentan un aumento a medida que lo hace la compactación. Las desviaciones estándar obtenidas de las probetas ensayadas con velocidad de ultrasonido poseen la misma tendencia que las desviaciones estándar obtenidas de las probetas ensayadas a compresión no confinada. Cabe señalar que las probetas que presentan mayor dispersión en sus resultados poseen un mayor valor de desviación estándar, es decir, las probetas compactadas al 90%. Al graficar los resultados de resistencia a la compresión no confinada obtenidas por ambos métodos (figura 5), es posible advertir que las probetas compactadas al 85% poseen un coeficiente de correlación de 0,698. Esto indica que la asociación existente entre las resistencia a la compresión no confinada obtenida con velocidad de ultrasonido y el ensayo de compresión no confinada poseen una correlación positiva moderada.

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Figura 5.Gráficos de resistencia a la compresión no confinada obtenido con velocidad de ultrasonido V/S resistencia a la compresión no confinada obtenido con el ensayo de compresión no confinada, para cada grado de compactación. (Fuente Propia).

3.2 Análisis de los resultados obtenidos del Módulo de Elasticidad. Los módulos de elasticidad obtenidos empleando velocidades de ultrasonido presentan un rango de valores mucho más ajustados que los resultados obtenidos con el ensayo de compresión no confinada. Esto se ve claramente reflejado en los valores de desviación estándar obtenidos, donde los valores de desviación estándar de los módulos de elasticidad registrados del ensayo de compresión no confinada tienden a ser el doble del valor de desviación estándar obtenido con los resultados registrados con velocidad de ultrasonido (tabla 2). Sin embargo, las medias obtenidas por ambos métodos poseen la misma tendencia. Cabe señalar que las medias de los resultados obtenidos con velocidades de ultrasonido son mayores que las medias obtenidas con el ensayo de compresión no confinada (tabla 2).

80%

Media

E [MP]) Mecánico 4,497

Desv.Estándar

0,6085

85%

90%

E [MPa] E [MPa] E [MPa] E [MPa] E [MPa] Ultrasonido Mecánico Ultrasonido Mecánico Ultrasonido 4,551 5,629 5,737 6,791 6,867 0,3292

0,7558

0,2880

0,6014

0,3992

Tabla 2.Medias y Desviaciones Estándar de los datos obtenidos del Módulo de Elasticidad empleando velocidad de ultrasonido y el ensayo de compresión no confinada. (Fuente Propia).

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Los módulos de elasticidad registrados por ambos métodos aumentan con el grado de compactación, lo cual es completamente congruente con las características presentes en cada grupo de probetas. Esto debido a que a menor índice de vacío (mayor nivel de compactación), se obtiene un aumento en la resistencia a la tensión aplicada, originando un módulo de elasticidad mayor. Al graficar los resultados de los módulos de elasticidad obtenidos por ambos métodos, es posible advertir que las probetas compactadas al 85% poseen un coeficiente de correlación de 0,661. Este es el menor valor obtenido, indica que la relación existente entre los módulos de elasticidad obtenida con ultrasonido y el ensayo de compresión no confinada poseen una fuerza y dirección de la reacción lineal muy baja. Es decir una correlación positiva moderada Sin embargo, las probetas compactadas al 85% y al 90% poseen un coeficiente de correlación positiva alta (figura 6).

Figura 6.Gráficos del Módulo de Elasticidad obtenido con velocidad de ultrasonido V/S del Módulo de Elasticidad obtenido del ensayo mecánico, para cada grado de compactación. (Fuente Propia). 3.3 Validación Estadística. Para los valores de resistencia a la compresión no confinada se aprobó la hipótesis nula. Esto significo que el promedio de qu obtenido por el ensayo de compresión no confinada es igual al promedio de los valores de qu obtenidos por velocidades de ultrasonido, donde el valor del estadístico de prueba (Z0) para cada grado de compactación es mayor que Z= 1,6 (según tabla de distribución normal estándar acumulado para una probabilidad del 95% de ocurrencia), tal cual se aprecia en la tabla 3.

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% de compactación Z0 Resultado de la hipótesis nula

80% 0,290 Aprobada

85% 0,135 Aprobada

90% 0,113 Aprobada

Tabla 3. Prueba de hipótesis para la Resistencia a la compresión. (Fuente Propia).

De igual manera se aprobó la hipótesis nula para los resultados obtenidos de los módulos de elasticidad, donde los valores estadísticos de prueba (Z0) son mayores que Z= 1,6 (tabla 4).

% de compactación Z0 Resultado de la hipótesis nula

80% 0,25 Aprobada

85% 0,398 Aprobada

90% 0,221 Aprobada

Tabla 4. Prueba de hipótesis para el Módulo de elasticidad. (Fuente Propia).

4. CONCLUSIONES Los valores obtenidos de resistencia a la compresión no confinada y de los módulos de elasticidad, por ultrasonido, resultaron ser confiables, dado que la diferencia con los valores obtenidos del ensayo de compresión no confinada (ensayos tradicionales) no supera el 2%. Se determina que no es posible construir probetas con un grado de compactación inferior al 80%, debido a que la cantidad de material de las capas es bajo y no es posible compactarlas. Cabe señalar que no es posible determinar la velocidad de propagación de ultrasonido en probetas con un contenido de humedad superior a un 27%. Esto debido probablemente a una alta absorción de la energía por el medio por lo que se trabajó con humedades cercanas a la humedad óptima de un 21%. Los resultados mostraron que los coeficientes de correlación obtenidos son más altos a mayor grado de compactación, lo cual se puede ser explicado debido a una mejor transmisión de energía mecánica en el medio que implica en valores de medición ultrasónica más confiable. A partir del estudio realizado se hace recomendable ampliar esta investigación a otros tipos de suelos y con otros grados de compactación.

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5. AGRADECIMIENTOS Este trabajo se realizó con el patrocinio del Proyecto Formación de Grupo 120.907/EF de la Dirección de Investigación de la Universidad del Bío-Bío.

6. REFERENCIAS [1]. Douglas C.Montgomery  George C. Runger. Probabilidad y Estadística aplicada a la ingeniería ( 1° Edición). Editorial MC Graw-Hill México (1996). [2]. Lambe, T. William  Whitman. Mecánica de Suelos (2° Edición), Editorial Limusa México, pp 41-64 (1972). [3]. Leszeck Filipczunski.”Ultrasonic Methods of Testing Materials”. Instituto de Problemas Técnicos Básicos. Academia Polaca de Ciencias, Varsovia (1966). [4]. M.C. Torres Suarez. “Utilización reciente de los Métodos No Destructivos –MND- en la práctica de Ingeniería Civil (Suelos y Estructura)”. Departamento de Ingeniería Civil y Agrícola, Universidad Nacional de Colombia, Bogotá (2005). [5]. Miretti, Romeo.E, Grether, Rudy.O, Passerino, Carlos. R  Carrasco, María. F.Evolución del hormigón mediante ultrasonido esclerómetro. Rev.Int. De Ingeniería en Construcción, pp 4859 (2012). [6]. Monreal. C. Pilar. “Aplicación de técnicas de vibraciones ambientales: Análisis de microtremores y vibraciones naturales, para la caracterización de sitio”. Universidad Simón Bolívar, Sartenejas (2007). [7]. Norma Chilena NCh 3134 Of.07,” Mecánica de suelos - Métodos de ensayo - Determinación de la resistencia a la compresión no confinada de suelos cohesivos” (2007). [8]. Proceq. Manual de operación: Pundit Lab/Lab+, instrumento ultrasónico, pp.1-32 (2013). [9]. Sarrin, M.A.”Investigación no destructivo y cargas extremas en estructuras”. Facultad de Ingeniería, Departamento de Ingeniería Civil y Ambiental, Universidad de los Andes (2004). [10].Baradit E., Niemz P., Fernández A. Propiedades Físico-Mecánicas de Algunas Maderas Nativas Chilenas Coníferas y Latífoliadas por Ultrasonido. Maderas: Ciencia y Tecnología 15(2):235-244 (2013).

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Determinación de Constantes Elásticas de Maderas Nativas por Ultrasonido y Análisis Estadístico utilizando Manova-Biplot

E. Baradit1, M. Yáñez2  P. Niemz3 1

Departamento de Física, Universidad del Bío- Bío, Av. Collao 1202, Concepción, Chile, ebaradit@ubiobio.cl 2 Departamento de Estadística, Facultad de Ciencias, Universidad del Bío-Bío, Collao 1202, Casilla 5-C, Concepción, Chile. 3 Eidgenossische Technische Hochschule, Institute for Building Materials, Wood Physics Group, Zurich, Switzerland.

RESUMEN: En este trabajo se estudiaron cuatro maderas nativas latifoliadas (tepa, Olivillo, Laurel y lenga, y dos maderas nativas coníferas (alerce y mañio) por medio de ultrasonido. El equipo utilizado fue un Epoch XT Panametric con transductores de ondas longitudinales de 2,25 MHz y transversales de 1 MHz. Fueron determinados los módulos de elasticidad (MOE) en las tres direcciones principales del árbol y los módulos de corte en los planos correspondientes. Los resultados mostraron mayor anisotropía acústica para las latifoliadas que para las coníferas. Para los módulos de corte se obtuvieron buenas simetrías en los planos, basados principalmente en la simetría de las velocidades transversales. Por otro lado, en este trabajo se utilizó la técnica Manova-Biplot para las velocidades de propagación, como una metodología que combina el análisis de la varianza multivariante con el análisis biplot. Esto permitió visualizar en un gráfico de baja dimensión las diferencias estadísticamente significativas entre los grupos en estudio, así como las variables que producen dichas diferencias. La información obtenida en este trabajo puede servir a diferentes especialistas tanto en el ámbito forestal-maderero como en el campo de estudios de metodologías estadísticas.

Palabras Claves: Maderas nativas chilenas, Ultrasonido, Módulos de elasticidad, Módulos de corte.

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1. FUNDAMENTOS TEÓRICOS Las maderas nativas y crecientes en Chile juegan un papel importante en el desarrollo y la economía del país, tanto en el ámbito nacional como en el sector de la exportación de productos con o sin valor agregado. Por este motivo, el conocimiento de las características y propiedades de las distintas especies es de suma importancia. Sólo en algunas excepciones se cuenta con información para ciertas especies de maderas seleccionadas (DIN 68364, 1979), donde por medio de diferentes ensayos mecánicos se determinan las propiedades de las maderas. Algunos estudios para algunas coníferas del tipo spruce han sido realizados por investigadores extranjeros Neuhaus (1981), Pozgaj et al. (1997), Keunecke et al. (2007, 2008), Wagenführ y Scholz (2008). Respecto a las maderas nacionales, utilizando algunas técnicas no destructivas, con diferentes objetivos, se cuenta con trabajos tales como: Niemz (1995,1996), Niemz y Aguilera (1995), Karsulovic (2000), Baradit (2006). Algunos valores de las constantes para maderas chilenas a lo largo de sus tres direcciones principales fueron evaluadas por Sonderegger et al. (2010). Por otro lado, los modelos estadísticos de análisis de datos utilizan pruebas estadísticas multivariantes como Manova (Johnson y Wicher, 2002) y análisis Biplot (Gabriel, 1971, 1995) para determinar la existencia de diferencias significativas entre los diversos grupos de las distintas especies. En general, la cantidad de información en forma de valores de constantes elásticas, accesible para un gran número de maderas, es bastante limitada. Sin embargo, algunos parámetros para las tres direcciones principales del árbol han sido obtenidos en antiguos trabajos: Voigt (1928), Hörig (1933), Carrington (1923) y Krabbe (1960), en particular, para algunas especies tropicales. En la mayoría de los casos las coníferas muestran que GRT es aproximadamente un 10% de los valores de GLT, mientras que en el caso de las latifoliadas, debido a la alta densidad, es un 40% de GLT. Sin embargo, es difícil concebir la cuantificación de las propiedades elásticas de las maderas considerando sólo estos valores. Bodig y Jayne (1993) enfatizan la gran variabilidad entre las diferentes especies y la influencia de diferentes factores en las características de la madera, así como el contenido de humedad, la temperatura y otros parámetros. El objetivo de este trabajo es obtener información de constantes elásticas de cuatro latifoliadas y dos coníferas nacionales, en particular, los módulos de elasticidad de Young y los módulos de corte a lo largo de los tres ejes principales de la madera usando pulsos ultrasónicos. Además, un objetivo adicional es determinar si las velocidades de propagación dependen del tipo de madera nativa en estudio.

2. MÉTODOS Como es conocido, la relación entre las constantes elásticas y las velocidades de propagación de ondas acústicas se expresan de acuerdo a la ecuación de Christoffel, la que para la propagación a lo largo de las direcciones principales del árbol presentan la siguiente forma

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2

Eii  Vii   2

Gij  Vij  

(1) (2)

donde E es el módulo de elasticidad de Young; G es el módulo de Corte; V es la velocidad de propagación de la onda; ρ es la densidad a 20°C y 65% HR; i es la dirección de propagación de la onda; j es la dirección de oscilación del medio material. Como a lo largo de cada eje pueden propagarse tres ondas: dos de polarización transversal y una de polarización longitudinal, el conjunto de ecuaciones (1) y (2) representan seis constantes: tres módulos de elasticidad y tres módulos de corte. Las maderas chilenas nativas seleccionadas para este estudio fueron cuatro latifoliadas: Tepa (Laureliopsis philipiana), Olivillo (Aextoxicon punctatum), Laurel (Laurelia sempervirens) y Lenga (Nothofagus pumilio) y dos coníferas: Alerce (Fitzroya cupressoides) y Mañio (Podocarpus nubigena) Estas maderas fueron climatizadas a 12% contenido de humedad (A 20oC/65% humedad rel. de aire) y posteriormente se obtuvieron de ellas probetas de 400 mm de largo y sección cuadrada de 20 mm (radial)x 20 mm (tangencial), que fueron sujetas a experimentación por medio de un equipo de ultrasonido de baja frecuencia (52 kHz) Steinkamp BP5. Durante todo el proceso de medición, se mantuvo constante la presión de los transductores con las probetas, a través de un sistema de acoplamiento adecuado. Usando el tiempo de vuelo y la longitud de las probetas, se obtuvieron los módulos de elasticidad de Young a frecuencias de 52 kHz. También fueron obtenidas probetas cúbicas de todas las especies de 20 mm de arista en las tres direcciones principales (L,R,T). Estas fueron experimentadas con un equipo generador de ultrasonido Panametric Epoch XT con transductores de ondas longitudinales de 2,25 MHz (Olympus A133S) y de ondas transversales de 1 MHz (Staveley S-0104). En estas mediciones, se utilizó el gel de acoplamiento específico Ultrasonic Couplant II, entre las probetas y los transductores.

3. RESULTADOS Los resultados de este trabajo se resumen en las tablas 1-5. En la tabla 1, se muestran los valores obtenidos para los módulos de elasticidad (MOEUS) en mediciones con ultrasonido a frecuencia baja de 52 kHz con el equipo Steinkamp BP5 y sólo a lo largo de la dirección longitudinal del árbol. Se observa una clara diferencia entre los valores de las dos coníferas Mañío y Alerce. Este último muestra valores más bajos en las velocidades de propagación y en los valores de los módulos de elasticidad. Se observa que la densidad del Alerce es menor que la del Mañío, y por tanto a igual densidad podría disminuir la diferencia en valores. Aun así, diferencias similares fueron encontradas por Niemz y Aguilera (1995) y Díaz Valdez et al. (1989). La explicación a esto, aparte de la diferencia en la densidad de los rayos, puede ser

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debida al tamaño de las fibras. En el caso de las latifoliadas, sólo se observan pequeñas diferencias de valores en los MOE por ultrasonido. En la tabla 2 se muestran los valores de velocidad de propagación de ondas de corte y los módulos de cizalle a lo largo de las diferentes direcciones de las probetas cúbicas. El Alerce mostró los valores más bajos de propagación en las direcciones longitudinal y radial, mientras que en la dirección tangencial estos valores fueron más variados entre las especies.

Tabla 1. Densidad, velocidad de propagación y Módulos de elasticidad a condiciones climáticas estándar (20oC/65%RH) a lo largo de las tres direcciones principales usando el equipo Epoch XT con ondas longitudinales (x - valor medio, s - desviación estándar, v coeficiente de variación). Especie Tepa

Olivillo

Laurel

Lenga

Alerce

Mañio

x s v x s v x s v x s v x s v x s v

Densidad (g/cm3) 0,560 0,016 2,85 0,546 0,07 12,82 0,472 0,029 6,14 0,512 0,027 5,27 0,412 0,019 4,6 0,561 0,021 3,74

VLL (m/s) 4684 281 6 4857 291 5,99 4900 217 4,43 4,918 101 2,05 4503 108 4,1 5000 54 3,08

VRR (m/s) 2052 64 3,12 1942 123 6,33 2050 63 3,07 2078 56 2,69 1865 267 14 2153 51 2,37

VTT (m/s) 1163 36 3,09 1119 63 5,6 1211 33 2,72 1190 47 3,95 1440 61 4,2 1610 145 9,01

ELL ERR ETT (N/mm2) (N/mm2) (N/mm2) 12371 2360 758 1783 152 36 14,41 6,44 4,75 13046 2043 685 2867 148 106 21,9 7,2 15,47 11391 1982 692 1436 137 48 12,6 6,91 6,5 12380 2215 727 758 205 70 6,12 9,25 10,72 8732 1466 858 1027 450 90 11,8 30,7 10,4 14027 2599 1465 975 149 279 6,95 5,73 19

Un resultado importante se observa en la relativa simetría en las velocidades transversales (Vij = Vji). Debido a esta simetría (Gij = Gji) se calcularon los valores promedio de GLT y GTL ; GLR y GRL ; GRT y GTR. Aun así, los resultados numéricos para Gij mostraron que la simetría de los valores es aproximada y no exacta (Bucur 2006). Los valores de GRT obtenidos fueron un poco más alto de lo esperado, sin embargo, las relaciones entre los módulos de corte (GLR :GLT : GRT) para el Alerce fue de 10:9:1, mientras que para las maderas latifoliadas GLT representó ser entre un 40-45% menor que GLR, lo que es similar a lo encontrado por Bodig y Jayne (1993).

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Tabla 2. Densidad, velocidad de propagación y Módulos de corte Gij , en condiciones climáticas estándar (20oC/65%RH), a lo largo de las tres direcciones principales obtenidas por medio de mediciones con el equipo Epoch XT con ondas transversales (x - valor medio, s - desviación estándar, v - coeficiente de variación). Especie Alerce

x s v Mañio x s v Tepa x s v Olivillo x s v Laurel x s v Lenga x s v

Densidad VLR g/cm3 m/s 0,412 0,019 4,6 0,561 0,021 3,74 0,560 0,016 2,8 0,546 0,07 12,8 0,472 0,029 6,1 0,512 0,027 5,3

VRL m/s

VRT m/s

VTR m/s

GLR GLT GRT 2 2 N/mm N/mm N/mm2

1674 1554 1533 1508 624 45 120 44 54 125

592 35

1547 149

1398 71

158 37

1632 1678 1550 1601 667 66 162 98 140 78

651 67

1081 246

954 214

232 92

1440 30 2,1 1495 47 3,1 1497 50 3,3 1573 48 3

750 35 4,7 616 45 7,3 656 17 2,6 595 55 9,2

1074 97 9 1237 219 17,7 1084 107 9,9 1277 122 9,5

725 54 7,4 705 90 12,8 663 65 9,8 699 67 9,6

312 20 6,4 209 45 21,5 203 13 6,4 192 29 15

1324 80 6 1506 74 4,9 1531 50 3,3 1583 51 3,2

VLT m/s

VTL m/s

1189 24 2 1188 26 2,2 1239 30 2,4 1207 40 3,3

1083 61 5,6 1082 33 3 1127 34 3 1126 36 3,2

742 21 2,8 613 23 3,7 655 8 1,2 625 25 4

Los resultados estadísticos multivariantes presentados en la Tabla 3, muestran que existen diferencias estadísticamente significativas (p-valor<0.01) entre las velocidades de propagación promedio para las diferentes maderas nativas en estudio. Es decir, la velocidad de propagación depende del tipo de madera nativa. Los valores para las relaciones entre las velocidades de propagación y entre los módulos de elasticidad, a lo largo de las principales direcciones del árbol, se presentan en la Tabla 5. Se observa una mayor diferencia en los valores de los módulos y las velocidades de propagación de polarización longitudinal a lo largo de las direcciones principales del árbol para las latifoliadas que para las coníferas. Esto es contrario a lo presentado por Bucur (2006) quién encontró mayores diferencias en los valores para las coníferas. Por ejemplo, para el Alerce se observan las menores diferencias en los valores para las tres direcciones principales. Esta diferencia es menor a lo publicado por Bodig y Jayne (1993) y también a Von Halasz y Scheer (1986). Esto podría deberse a la poca diferencia entre la densidad de madera inicial y tardía. Estas pequeñas diferencias para el alerce también fueron encontradas por Niemz y Aguilera (1995). Resultados similares e incluso valores más bajos fueron encontrados por Bucur (2006) para diferentes coníferas y por Keunecke et al. (2007) para Norway Spruce.

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Tabla 3. Análisis de la varianza multivariante para velocidades de propagación entre maderas nativas. Contrastes multivariados Efecto Intersección

Traza de Pillai Lambda de Wilks Traza de Hotelling Raíz mayor de Roy Traza de Pillai Lambda de Wilks Traza de Hotelling Raíz mayor de Roy

Madera

Valor .999 .001 1845.079 1845.079 2.166 .005 34.280 31.244

c

Gl de la hipótesis 6.000 6.000 6.000 6.000 30.000 30.000 30.000 6.000

F 40899.242a 40899.242a 40899.242a 40899.242a 17.445 48.870 150.148 713.413b

Gl del error 133.000 133.000 133.000 133.000 685.000 534.000 657.000 137.000

Significación .000 .000 .000 .000 .000 .000 .000 .000

a. Estadístico exacto b. El estadístico es un límite superior para la F el cual ofrece un límite inferior para el nivel de significación. c. Diseño: Intercept+Madera

El gráfico 1 visualiza el resultado del Manova-Biplot, los dos primeros factores explican el 97.5% de la variabilidad total de la información original, siendo el primer factor el que da cuenta del mayor porcentaje de varianza explicada. Así, se observa una fuerte correlación entre las velocidad de propagación simétrica (vectores en el gráfico), siendo esto concordante con resultados previos. En el gráfico, las diversas maderas nativas se representan en círculos de confianza del 95%, con lo cual se observa claramente las diferencias estadísticas significativas entre las maderas nativas latifoliadas (tepa, laurel, olivillo y lenga) de las coníferas (alerce y mañio). Además, la no intersección entre los círculos de confianza indica que dentro de cada tipo de madera nativa también existen diferencias estadísticas significativas al considerar en su conjunto todas las velocidades de propagación. Finalmente, las velocidad de propagación simétricas presentan correlaciones muy bajas con otras velocidades de propagación (ver Tabla 4). Manova Biplot de Una-Vía

Factor 2 - Inercia explicada 6.3393

6

4 Tepa 2

Alerce

VRT VTR

Laurel

VLT

0

VLR Olivillo

VTL -2

VRL

Mañio

Lenga

-4

-8

-6

-4 -2 0 Factor 1 - Inercia explicada 91.1437

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2

4


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Grafico 1: Manova-Biplot. Tabla 4.- Correlaciones entre velocidades de propagación. Correlaciones VLR VLR

VRL

VLT

VTL

VRT

VTR

Correlación de Pearson Sig. (bilateral) N Correlación de Pearson Sig. (bilateral) N Correlación de Pearson Sig. (bilateral) N Correlación de Pearson Sig. (bilateral) N Correlación de Pearson Sig. (bilateral) N Correlación de Pearson Sig. (bilateral) N

1 150 .529** .000 150 .745** .000 150 .728** .000 150 .661** .000 150 .616** .000 144

VRL .529** .000 150 1 150 .413** .000 150 .449** .000 150 .229** .005 150 .275** .001 144

VLT .745** .000 150 .413** .000 150 1 150 .939** .000 150 .850** .000 150 .850** .000 144

VTL .728** .000 150 .449** .000 150 .939** .000 150 1 150 .820** .000 150 .837** .000 144

VRT .661** .000 150 .229** .005 150 .850** .000 150 .820** .000 150 1 150 .922** .000 144

VTR .616** .000 144 .275** .001 144 .850** .000 144 .837** .000 144 .922** .000 144 1 144

**. La correlación es significativa al nivel 0,01 (bilateral).

Tabla 5. Relaciones entre las velocidades y entre los módulos de elasticidad longitudinales. Especie

Alerce Mañio Tepa Olivillo Laurel Lenga

Razón entre las velocidades VTT : VRR : VLL

Razón entre los módulos de Young ETT : ERR : ELL

1: 2.4 : 3.1 1: 2.3 : 3.1 1: 2.3 : 4.0 1: 2.5 : 4.3 1: 2.4 : 4.0 1: 2.3 : 4.1

1 : 1.7 :10.2 1 : 1.7 : 9.6 1 : 3.1 : 16.3 1 : 3.0: 19.0 1 : 2.9 : 16.5 1 : 3.0: 17.0

4. DISCUSIÓN Y CONCLUSIONES En este trabajo se determinan los valores de constantes elásticas de seis maderas crecientes en Chile (cuatro latífoliadas y dos coníferas) por medio de ensayos no destructivos usando ultrasonido en complementación a ensayos tradicionales. Los resultados mostraron que los módulos de elasticidad obtenidos por medio de mediciones con ondas de propagación de ultrasonido son más altos (entre un 25 - 45 %) que los obtenidos por medio de ensayos mecánicos en flexión, lo que es una relación común para estos dos métodos. Por otro lado, las relaciones obtenidas entre los módulos de elasticidad y de corte son muy similares a las relaciones generales encontradas por Bodig y Jayne (1993) para estos módulos (Mostradas en la Tabla 6).

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Tabla 6. Correlaciones generales para los módulos de elasticidad y de corte, según Bodig y Jayne. (1993) EL : E R : ET

20 : 1.6 : 1

GLR : GLT : GRT  10 : 9.4 : 1 EL : GLR

14 : 1

En complementación a esto, se observa una clara diferencia en los valores para las velocidades de propagación y los módulos de elasticidad entre las coníferas Alerce y Mañio, debido principalmente a la estructura anatómica del alerce. Los resultados obtenidos mostraron que las maderas nativas chilenas tienen una mayor razón de anisotropía para las latífoliadas que para las coníferas, diferenciándose en esto de varias maderas europeas, que muestran lo contrario. Finalmente, los resultados mostraron una diferencia entre las constantes elásticas a lo largo de los ejes principales y una simetría relativa, tanto para las velocidades de propagación de polarización transversal como para módulos de corte. Los resultados de este trabajo por un lado juegan un rol importante en el conocimiento de las propiedades biomecánicas de maderas protegidas, como el Alerce, mientras que por otro lado entregan información complementaria sobre las propiedades elásticas de estas seis maderas nativas. Por otro lado, los análisis estadísticos multivariantes confirmar la existencia de diferencias significativas para los dos tipos de maderas consideradas (latifoliadas y coníferas) con respecto a las velocidades de propagación estudiadas, complementando así los resultados biomecánicos.

5. AGRADECIMIENTOS Este trabajo fue realizado bajo el patrocinio del proyecto Formación de Grupos GI 120907/EF y regular interno 132407 3/R de la Dirección de Investigación de la Universidad del Bio Bio.

6. REFERENCIAS [1]. Baradit E.; Aedo R.; Correa J. Knot detection in wood using microwaves. Wood Science and Technology, 40:118-123 (2006). [2]. Bodig J.; Jayne B. A. Mechanics of wood and wood composites. Krieger Publishing Company, Malabar, USA (1993).

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P.

Untersuchungen

zum

Einfluss

der

Holzfeuchte

auf

die

Schallausbreitungsgeschwindigkeit in Roble. Holz als Roh- und Werkstoff, 54, 60 (1996).

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[18]. Sonderegger W.; Keunecke D.; Baradit E.; Niemz P. Selected physical and mechanical properties of Chilean wood species roble, lingue, manio and alerce. Wood Material Science and Engineering. 5(1): 53-59 (2001). [19]. Voigt W. Lehrbuch der Kristallphysik. Teubner, Leipzig (1928). [20]. Von Halasz R.; Scheer C. 1986. Holzbau-Taschenbuch. Verlag Ernst & Sohn. Berlin (1986). [21]. Wagenführ R. Holzatlas. 6. Auflage. Carl Hanser Verlag. München (2007).

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Revisión de los valores límite de presión sonora para la exposición a ultrasonidos aéreos de baja frecuencia en la normativa laboral argentina F.L. Bacigalupo a a

CEPSA, Universidad Nacional de Lanús, 29 de Septiembre 3901, Buenos Aires, Argentina. Becado por la Comisión de Investigaciones Científicas, Ministerio de la Producción, Ciencia y Tecnología de la Provincia de Buenos Aires. fedebaci@hotmail.com

RESUMEN: Este trabajo plantea un análisis de las principales investigaciones y normativas referidas a la exposición a ultrasonidos aéreos y evalúa los criterios adoptados por la legislación argentina en el ámbito laboral. A partir de la segunda mitad del siglo XX comenzaron a formularse los primeros criterios de exposición teniendo en cuenta las variables de altura e intensidad sonora de la emisión ultrasónica. Diferentes organismos de control, nacionales e internacionales, acogieron una serie de valores límite para regular la exposición al uso de dispositivos ultrasónicos industriales. En 2003, la Ley Nacional de Higiene y Seguridad de Argentina modificó sus valores límite para la exposición a ultrasonidos aéreos teniendo en consideración los nuevos estándares propuestos por la American Conference of Governmental Industrial Hygienists (ACGIH). Los nuevos límites parecieran ser algo permisivos si se tienen en cuenta otros criterios elaborados por distintas organizaciones gubernamentales, las cuales establecieron niveles de tolerancia más conservadores.

KEYWORDS: Ultrasonidos aéreos; exposición; valores límite.

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1. INTRODUCCIÓN A lo largo de la historia de la ecología acústica en el ámbito laboral, la mayor parte de las investigaciones centraron su análisis en la influencia de los sonidos audibles en la salud de los trabajadores. Sin embargo, una parte de la maquinaria industrial utiliza tecnología ultrasónica. Podemos definir al ultrasonido como una onda sonora cuya frecuencia está por encima del espectro audible del oído humano.1 Puede suponerse que el estudio de los ultrasonidos nace en 1883 cuando Galton investiga los límites de la audición humana, fijando la frecuencia máxima que puede oír una persona y concluyendo que los sonidos con frecuencias inaudibles presentaban fenómenos de propagación similares al resto de las ondas sonoras. Para poder dividir el amplio espectro de frecuencias que abarcan los ultrasonidos se los suele clasificar dentro de tres categorías: . Ultrasonidos de baja frecuencia: de 18 kHz 2 a 100 kHz . Ultrasonidos de media frecuencia: de 100 kHz a 1 MHz . Ultrasonidos de alta frecuencia: de 1 MHz a 10 MHz La tecnología industrial y comercial utiliza principalmente ultrasonidos de baja frecuencia para la producción de maquinaria y dispositivos ultrasónicos tales como soldadoras de plástico y metales, lavadoras y secadoras industriales, sensores de movimientos para alarmas contra robos y apertura de puertas, repelentes para ratas e insectos, equipos de mecanización y atomización, etc. El uso habitual de este tipo de maquinaria implica riesgos potenciales en la salud de los individuos debido a la exposición a altos niveles de ultrasonidos. Los primeros reportes que indican efectos adversos en la exposición a ultrasonidos aéreos y altas frecuencias audibles (upper sonic frequencies) 3 datan de principios de 1940´s. Comenzó alertándose sobre el malestar en parte del personal de aeronáutica expuesto a la emisión ultrasónica de los jets aéreos. Estas consideraciones dieron lugar a las primeras investigaciones sobre los efectos adversos en la salud ocasionados por exposición a ultrasonidos aéreos. Las principales investigaciones a lo largo de la historia clasificaron los efectos en las personas dentro de tres categorías: efectos biológicos, efectos auditivos y efectos “subjetivos”. Los efectos biológicos están vinculados a la reacción corporal generada por el calentamiento de la piel debido a la absorción sonora de la onda ultrasónica. Por su parte, los efectos auditivos se refieren exclusivamente al desplazamiento del umbral auditivo producido por la exposición. La pérdida de sensibilidad auditiva se origina usualmente en el espectro de las altas frecuencias (por encima de los 8 kHz). Por último, la literatura internacional denomina efectos “subjetivos” (subjective effects) a la manifestación de síntomas de malestar corporal como pueden ser dolor de cabeza, náuseas y fatigas, entre otros.

1

Si bien existen diversos factores para que los límites sean subjetivos, una persona con un sistema auditivo saludable puede percibir sonidos dentro del rango aproximado de los 20 Hz a los 20 kHz. Incluso algunas investigaciones recientes lograron comprobar el reconocimiento de tonos por encima de los 20 kHz por parte de individuos menores a 35 años. (Canalis y Petrosino, 2014). 2

Considerando que el límite de audición humana es un parámetro subjetivo relativo, muchos artículos difieren sobre la frecuencia inicial en que se debe considerar a una onda sonora como ultrasónica. Por lo general, los autores la ubican entre los 16 y los 20 kHz. La Health Canada plantea un compromiso entre las diversas posturas existentes y establece un valor promedio de 18 kHz como referencia útil para delimitar el umbral. En este trabajo adoptaremos dicho criterio. 3

Las altas frecuencias audibles son ondas acústicas de frecuencia mayor a 10 kHz y menor a 18 kHz.

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2. CRITERIOS DE EXPOSICIÓN A ULTRASONIDOS AÉREOS DE BAJA FRECUENCIA 2.1 Principales investigaciones A través de estudios preliminares durante la década del ´60, científicos soviéticos y estadounidenses en su mayoría comenzaron a difundir tablas con valores límite a los que podían estar expuestos los trabajadores sin sufrir daños considerables. Aquí surgen los primeros criterios de evaluación de riesgo de exposición a sonidos de alta frecuencia (entre 10 kHz y 18 kHz) y a ultrasonidos (a partir de 18 kHz). En 1966, V. Grigor´eva publica “Effect of ultrasonic vibrations on personnel working with ultrasonic equipment” (Grigor´eva, 1966). La investigación soviética arroja resultados contrapuestos. Si bien los límites de molestia en frecuencias altas eran los esperados (alrededor de 85 dBA y 90 dBA), la tolerancia a ultrasonidos era asombrosa. Frecuencias por encima de los 20 kHz alcanzaban un valor de 120 dBA sin percibir molestias en el auditorio. Por su parte W. Acton realizó un análisis de las componentes ultrasónicas registradas en sus mediciones en maquinaria industrial determinando valores críticos en base a los testimonios otorgados por trabajadores y utilizando una variable hasta aquí desconsiderada: el tiempo de exposición. En “Exposure criteria for industrial ultrasound” (Acton, 1976) el autor determina que un ultrasonido de 20 kHz con una intensidad menor a 110 dB no debería ocasionar daños en la audición de una persona dentro de un tiempo de exposición de 8 horas diarias. En 1977, la International Labour Office, amparada en las investigaciones de Acton, recomienda un nivel de exposición máximo tolerable de 110 dB en frecuencias superiores a 20 kHz para una jornada completa de trabajo y aumentando el nivel tolerable a medida que disminuye la cantidad de horas de exposición. A su vez, diferentes investigaciones indicaron desplazamientos del umbral auditivo para frecuencias por debajo de los 8 kHz cuando se producían exposiciones a ultrasonidos de alto nivel sonoro. Parrack (Parrack, 1966) reportó que exposiciones de 5 minutos a frecuencias dentro del rango de 17 a 37 kHz a niveles de entre 148 y 154 dB redujeron la sensibilidad auditiva para frecuencias sub-armónicas de la onda ultrasónica. Skillern (Skillern, 1965), quien realizó evaluaciones de los síntomas causados por ultrasonidos, señala que los efectos subjetivos manifestados por los individuos se asociaban a dispositivos que generaban un nivel SPL mayor a 80 dB en un rango de frecuencias entre 10 y 31.5 kHz. 2.2 Normativa internacional A través de los años, diferentes institutos internacionales de estandarización e investigación como el International Non-Ionizing Radiation Committe, el British Standards Institution o la mencionada International Labour Office acogieron los límites propuestos por diferentes autores para propiciar un marco científico que permita la constitución de las normativas nacionales para la prevención laboral de los trabajadores en materia de ultrasonidos aéreos. En la actualidad existen criterios disímiles para evaluar el uso seguro de los ultrasonidos aéreos. Los diferentes valores límite presentados por distintos gobiernos parecieran remarcar el escaso consenso mundial que las investigaciones tuvieron con el paso del tiempo. Principalmente, muchas naciones han tomado los parámetros de exposición para el uso seguro de ultrasonidos aéreos de baja frecuencia emitidos por la IRPA (International Radiation

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Protection Association) y la ACGIH (American Conference of Govermental Industrial Hygienists). Para poder establecer estándares de seguridad en la exposición ultrasónica la IRPA conforma en 1974 un grupo de trabajo que cinco años después se convierte en el International NonIonizing Radiation Committe. Este comité, en conjunto con la Enviromental Health Division de la OMS, conforman una serie de criterios amparados en la literatura científica existente y en valores establecidos tanto en normativas nacionales como internacionales. En 1982 publican un documento titulado Environmental Health Criteria for Ultrasound (United Nations Envirnment Programme, 1982) componiendo los valores límite sugeridos para la exposición a ultrasonidos aéreos (ver Figura 1). A su vez, IRPA propone correcciones por tiempo si la exposición no excede las 4 horas. De esta forma se permite una tolerancia de, por ejemplo, 9 dB si la exposición a ultrasonidos es menor a una hora. En una publicación de 1998, la ACGIH adopta nuevos valores límite para la exposición a ultrasonidos aéreos que fueron redactados en una publicación de 1997 en carácter de cambios provisorios (“notice of intended change”). Los nuevos límites denominados TLV 4 fueron elaborados para “prevenir posibles daños auditivos causados por la componente sub-armónica de los ultrasonidos” (OSHA, 2004). En la Figura 2 puede observarse la tabla de valores junto con las aclaraciones pertinentes. ACGIH indica que los valores TLV establecen las “condiciones bajo las cuales se asume que casi todo trabajador puede estar reiteradamente expuesto sin evidenciar efectos adversos en su habilidad para oír y comprender conversaciones normales” (OSHA, 2004). Se puede asumir que estos límites permisivos no deben producir, durante años de trabajo, una pérdida auditiva significante en frecuencias entre 0.5 y 4 kHz, rango comúnmente asociado al reconocimiento del contenido oral. (Lawton, 2013) Es importante remarcar que el criterio fijado por la ACGIH permite el aumento de 30 dB en los valores límite para bandas de frecuencias entre 25 y 100 kHz si la exposición se produce únicamente por vía aérea, es decir, cuando no exista la posibilidad de que el ultrasonido esté en contacto con el cuerpo humano a través de agua o algún otro medio. Los cambios presentados por la ACGIH motivaron un disenso de notable envergadura con respecto a los demás criterios comparados en Figura 1. Al respecto, Carl Howard afirma que “una excepción al consenso general son las Guías presentadas por la Occupational Safety and Health Administration (OSHA) de los Estados Unidos de América, que en 2004 votaron por la adopción de las recomendaciones propuestas por la American Conference of Governmental Industrial Hygienists (ACGIH) permitiendo un incremento de los límites de exposición de 30 dB bajo ciertas condiciones.” Y concluye: “Las recomendaciones establecidas por OSHA parecen ser inconsistentes con los límites de exposición propuestos por otros países” (Howard, 2005). Por su parte, Lawton advierte que “Estos valores altos, 140-145 dB, pueden relacionarse con los reportes de Parrack (1966): tonos ultrasónicos a niveles altos producen un TTS 5 recuperable luego de un período corto de tiempo. Los límites propuestos por ACGIH tienen la intención de evitar el TTS que, en caso de repetirse con regularidad, puede esperarse la generación de NIHL 6 (…) La discrepancia sustancial entre los límites propuestos por ACGIH y el resto sugieren una diferencia fundamental en la actitud. Creemos que la ACGIH ha empujado los límites aceptables de exposición hasta el punto más cercano posible al peligro potencial.” (Lawton, 2013)

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TLV: threshold limit values. (valores límite) TTS: Temporary Threshold Shift (desplazamiento temporal del umbral auditivo) 6 NIHL: Noise-induced Hearing Loss (pérdida de la audición ocasionada por el ruido)

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Figura 1: Diferentes criterios para exposición a ultrasonidos aéreos. [Tan y Tanaka, 2006]

Figura 2: Valores TLV de exposición ultrasónica [ACGIH, 1998]

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3. REGULACIÓN A ULTRASONIDOS AÉREOS DE BAJA FRECUENCIA EN ARGENTINA 3.1 Ley 19.587 de higiene y seguridad en el trabajo En la República Argentina, la exposición laboral a ultrasonidos de baja frecuencia está regulada por la Ley No 19.587 Higiene y Seguridad en el Trabajo. Promulgada el 21 de Abril de 1972, dicha Ley dispuso en su Art. 4 “…preservar y mantener la identidad psicofísica de los trabajadores…” así como “…prevenir, reducir, eliminar o aislar los riesgos de los distintos centros o puestos de trabajo.” Aunque la sanción de la ley en aquella época no hizo alusión específica a los ultrasonidos, en su Art. 9 ya indicaba como obligaciones del empleador “… eliminar, aislar o reducir los ruidos y/o vibraciones perjudiciales para la salud de los trabajadores.” 3.2 Primeros criterios de exposición La primera mención específica a los ultrasonidos tiene lugar en el Decreto 351/79 reglamentario de la Ley 19.587 (publicado en B.O. el 22 de Mayo de 1979). A partir de entonces, la exposición a ultrasonidos comienza a formar parte de la consideración gubernamental. El decreto advierte sobre los peligros potenciales que los ultrasonidos de baja frecuencia conllevan y establece provisoriamente una tabla de valores límite para conservar la buena salud de los trabajadores. En su artículo 93, se establece que “…los valores límites admisibles de ultrasonidos e infrasonidos deberán ajustarse a lo establecido en el Anexo V. Los trabajadores expuestos a fuentes que generaron o pudieran generar ultrasonidos o infrasonidos que superen los valores límites permisible establecidos en el Anexo indicado precedentemente deberán ser sometidos al control médico prescripto en el Capitulo 3 de la presente reglamentación.” (Decreto 351/79, 1979) Asimismo, el Anexo V especifica que ante la sospecha de existencia de ultrasonidos se debe tomar como base los “criterios de aceptabilidad provisorios” establecidos en la Tabla 5 y mostrados aquí en la Figura 3.

Figura 3: Valores establecidos en Tabla 5 [Decreto 351/79, 1979]

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Los límites propuestos por la Tabla 5 (7) son tomados de los criterios convenidos en la Conferencia Internacional sobre Ruido y Salud Pública celebrada en Dubrovnik en 1973. Estos criterios fueron adoptados por la EPA (Environmental Protection Agency) de EEUU y utilizados como valores límite aceptables para la prevención de los ultrasonidos transmitidos por aire. De todas maneras, estos criterios fueron considerados como provisorios debido al escaso avance científico respecto a los riesgos en la exposición a ultrasonidos y, de acuerdo a lo que contempla la tabla, se proponen zonas grises donde se sospecha el peligro pero no se lo caracteriza concretamente como tal. Entre las pocas publicaciones que mencionan la exposición a ultrasonidos en Argentina podemos mencionar el libro Control de Ruido de Federico Miyara donde se realiza un análisis de dicha tabla y se señala que: “Para ultrasonidos el criterio es que entre 8 kHz y 16 kHz el máximo nivel de presión sonora en bandas de tercio de octava debe ser de 74 dB, entre 16 kHz y 20 kHz dicho máximo sube hasta 110 dB, y por encima de 20 kHz permanece en este último valor de 110 dB.” (Miyara, 1999) Si bien fueron confeccionados en 1979 en carácter de provisorios, los criterios propuestos permanecieron por décadas como única referencia concreta a la exposición a ultrasonidos en Argentina. Asimismo, un Decreto sancionado en el año 1996 (Decreto 911/96, 1996) en su Art. 131 reafirma los valores previamente mencionados: “Para determinar los valores límite admisibles de infrasonidos o de ultrasonidos, se tomará como referencia los siguientes valores: a) Infrasonidos: Según Tabla N° 4 del ANEXO V del Decreto N°351 de fecha 5 de Febrero de 1979. b) Ultrasonidos: Según Tabla N° 5 del ANEXO V del Decreto N°351 de fecha 5 de Febrero de 1979.” (Decreto 911/96, 1996) ” (Decreto 911/96, 1996) 3.3 Criterios de exposición vigentes Los valores de exposición sancionados en 1979 tuvieron vigencia hasta 2003, año en que se dicta la Resolución 295/03. Aprobada el 10 de Noviembre de dicho año, se autoriza la sustitución de los criterios establecidos previamente por una nueva tabla que propone valores más permisivos en cuanto al nivel de emisión ultrasónica por vía aérea bajo ciertas condiciones. La tabla, presentada en Figura 4, establece valores techo de 105 dB para las bandas entre 10 kHz y 20 kHz (altas frecuencias audibles), 110 dB para la banda de 1/3 de octava de 25 kHz y 115 dB entre los 31.5 kHz y los 100 kHz. Llamativamente, una nota al pie de la tabla aclara que “…cuando no hay posibilidad de que el ultrasonido pueda acoplarse con el cuerpo en contacto con el agua o algún otro medio, estos valores umbrales pueden aumentarse en 30 dB.”. Por lo tanto, nuevos valores límite debieran considerarse si la exposición a ultrasonidos se manifiesta únicamente por aire. Los valores implicados en dicha consideración van desde los 25 kHz hasta los 100 kHz. El nuevo límite para el 1/3 de octava de 25 kHz queda en 140 dB mientras que a partir de los 31.5 kHz son aceptables valores hasta los 145 dB.

7 Debe aclararse que, a pesar de lo que indica la tabla, la unidad de frecuencia evaluada es el “kHz”. La utilización de la expresión “Hz” debió surgir de un error involuntario al momento de ser confeccionada. Considerar estos valores de frecuencia en Hz carece de sentido y atenta contra todo límite internacional propuesto para ruido audible!

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Figura 4: Valores establecidos en Tabla 5 [Resolución 295/03, 2003] Nótese que los nuevos valores adoptados por la Ley de Higiene y Seguridad en 2003 coinciden con los criterios establecidos por la ACGIH y la OSHA (Occupational Safety and Health Administration) de EEUU. De hecho, se observa que tanto la Tabla de valores como las notas al pie son una traducción exacta de la emitida por la organización estadounidense. Como se ha mencionado en el apartado anterior, los nuevos valores propuestos por la ACGIH generaron cierta controversia en el plano internacional. Un considerable grupo de detractores consideraron que los criterios propuestos para exposición ultrasonidos por aire resultan demasiado permisivos. Por su parte, la Comunidad Europea, Australia y Canada, entre otros, mantuvieron los valores más conservadores basados en las investigaciones científicas mencionadas. En 2012 se realiza la última reforma a la Ley de Higiene y Seguridad mediante la Resolución 85/2012. Aquí se destaca la configuración de un Protocolo de Medición de Ruido para establecer los niveles SPL audibles producidos por la actividad industrial. En su artículo 1° se aprueba el Protocolo para la Medición del Nivel de Ruido en Ambiente Laboral considerando que “para la mejora real y constante de la situación de los trabajadores, es imprescindible que se cuente con mediciones confiables, claras y de fácil interpretación, lo que hace necesaria la incorporación del uso de un protocolo estandarizado de medición de ruido”. (Resolución 85/12, 2012) Entre los cambios más significativos se encuentra la adecuación a un formato específico para la realización del informe de presentación y el uso exclusivo de equipamiento

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normalizado (sonómetros integradores Tipo I o Tipo II que cumplan las normas establecidas por IRAM 4074 e IEC 804). Si bien los avances logrados mediante la Resolución 85/2012 son de vital importancia para la estandarización de los procesos de evaluación implicados en la Ley de Higiene y Seguridad en el Trabajo, el protocolo establecido no hace menciona alguna al proceso de medición y evaluación de ultrasonidos. Por lo tanto, puede concluirse que, al igual que lo establecido para ruido audible, es necesaria la constitución de un Protocolo para medición de ultrasonidos aéreos que permita delimitar en forma normalizada el nivel de ruido ultrasónico que produce la actividad industrial.

4. CONCLUSIONES A pesar de contar con un importante número de investigaciones al respecto, no existe en la actualidad un consenso general sobre los niveles dentro de los cuales resulta segura la exposición a ultrasonidos aéreos. Esto se ve reflejado en la diversidad de criterios adoptados por los distintos organismos de control a nivel internacional. Resulta conveniente advertir sobre la necesidad de diseñar nuevas experimentaciones con las tecnologías actuales y obtener resultados que posibiliten un consenso internacional sobre los criterios necesarios para la exposición a ultrasonidos aéreos. En lo que respecta a la normativa argentina, es necesario en primer término establecer un Protocolo de Medición que permita obtener información estandarizada de los valores reales de emisión ultrasónica y, por otra parte, revaluar los criterios establecidos en 2003 debido al fuerte disenso que tuvieron los cambios propuestos por la ACGIH. Hasta que no haya mayor información y consenso sobre los criterios propuestos por la ACGIH creemos conveniente adoptar estándares más conservadores como los propuestos por la Health Canada, es decir, niveles de presión sonora por debajo de los 110 dB para frecuencias superiores a 25 kHz.

5. AGRADECIMENTOS Se agradece profundamente la participación, orientación y asesoramiento proporcionado por el Ing. Jorge Petrosino. Su aporte ha sido fundamental para la elaboración del presente artículo. También es motivo de agradecimiento la contribución del Ing. Federico Miyara en el suministro de tablas y criterios de exposición. Por último, es motivo de mención que esta investigación fue promovida por el financiamiento otorgado por la Comisión de Investigaciones Científicas, Ministerio de la Producción, Ciencia y Tecnología de la Provincia de Buenos Aires.

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Análisis de metodologías y criterios de evaluación de impacto acústico de parques eólicos según estándares extranjeros específicos y la normativa chilena aplicable I. Gómeza, C. Padillaa & C. Salasa a

Control Acústico (Gerard Ing. Acústica SpA.), Villaseca 21, Oficina 1105, Ñuñoa, Santiago, Chile, igomez@controlacustico.cl, www.controlacustico.cl

RESUMEN: En este documento se expone un análisis de los criterios técnicos y legislativos que son aplicados en el desarrollo de estudios de impacto acústico de parques eólicos, tanto en Chile como en el extranjero. Considerando las diferencias metodológicas entre la norma chilena (D.S. N° 38/11 del MMA) y estándares extranjeros específicos, y a su vez, el aumento progresivo de proyectos ERNC en Chile durante la última década, donde destaca el incremento del uso del recurso eólico para la generación de energía eléctrica; el trabajo discute la necesidad de contar con un marco técnico-normativo específico que permita a los estudios preventivos ajustarse a la realidad de la problemática, y con ello, potenciar el proceso de evaluación y calificación ambiental de proyectos de esta índole. El análisis se realiza en torno a aspectos puntuales como lo son la metodología de medición de ruido de fondo y su relación con la velocidad de viento, la obtención de máximos permitidos, la metodología de predicción, entre otros.

KEYWORDS: Ruido, Aerogeneradores, Normativa, Acústica Ambiental.

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INTRODUCCIÓN

Con la promulgación de la Ley 20.257 [1] en el año 2008, la cual promueve el uso de energías renovables no convencionales (ERNC), esta matriz experimentó un crecimiento notorio que se ha sostenido con el pasar de los años. En este contexto, a pesar de una temprana participación de la bioenergía y la energía mini hidráulica, el mayor crecimiento se encuentra asociado a la energía eólica, concentrando el 30% de la capacidad instalada al cierre del año 2013 [2]. Si bien otra fuente con alto potencial de crecimiento corresponde a la energía solar, que en el año 2012 vislumbró los primeros Mega Watts, considerando los proyectos actualmente en construcción, se espera que durante los próximos años la energía eólica se transforme en la tecnología con la mayor capacidad instalada (Figura 1).

Figura 1: A la izquierda, estado de proyectos ERNC conectados en Chile. A la derecha, evolución de la capacidad ERNC instalada, periodo 2000 – 2013 [2]. A pesar de que los costos de implementación que involucra esta tecnología son altos en comparación a otros medios de generación convencionales, la presencia de amplias extensiones de territorio costero, donde los vientos provenientes principalmente desde el sur oeste tienen mayor presencia, permiten que este mecanismo sea considerado como un recurso con alto potencial de desarrollo en Chile. Se suma a dicha ventaja el pertenecer a la categoría de energía limpia, que no genera residuos ni emisiones atmosféricas, además de presentar en gran parte de los casos compatibilidad de uso de suelo con otras actividades tales como la agrícola o la ganadera. Sin embargo, se identifican como impactos ambientales atendibles aquellos relacionados con la alteración del paisaje y la emisión de ruido, este último, producido por el funcionamiento conjunto de una serie de turbinas o aerogeneradores [3]. Si se considera además que la totalidad de los parques eólicos implementados en el territorio nacional son en modo on-shore1, ubicándose en zonas rurales y, por tanto, generalmente alterando el entorno acústico existente, la presencia de receptores cercanos otorga mayor relevancia a la evaluación de este potencial efecto acústico. En relación a lo anterior, Pederson y Waye [4] indican que, para dosis de ruido equivalentes, la molestia generada por el ruido de una turbina eólica es significativamente mayor al malestar provocado por fuentes como aeronaves o tráfico vehicular (Figura 2). Esto se atribuye principalmente a la cantidad de energía contenida en baja frecuencia y el carácter impulsivo de la señal que emite una turbina eólica. Adicionalmente, sus resultados señalan que en zonas rurales, un nivel de inmisión acústica entre 35 dB(A) y 37 dB(A) producto del funcionamiento de un parque eólico, es percibido por el 85% de la población encuestada. 1

On-shore: ubicados en tierra firme o borde costero. Off-shore: ubicados en mar abierto.

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Figura 2: Comparación entre relaciones dosis-respuesta asociadas a la exposición al ruido generado por turbinas eólicas y distintos medios de transporte [4]. En conformidad con la Ley General de Bases del Medio Ambiente (Ley Nº 19.300 [5], modificada por Ley Nº 20.417 en 2010 [6]), los proyectos de energía eólica son sometidos a estudios preventivos, donde aplican los criterios de evaluación de impacto que establece el Decreto Supremo N°38/2011 del Ministerio del Medio Ambiente (D.S. N°38/11 del MMA) [7]. Dentro del proceso de calificación ambiental, la existencia y aplicación de este instrumento regulatorio revela la necesidad de predecir el potencial efecto que puede generar este tipo de fuentes, así como desarrollar continuas acciones de seguimiento durante sus etapas de construcción, operación y cierre. No obstante, la particularidad de la señal acústica emitida por un aerogenerador y su relación con la molestia provocada en comunidades aledañas, sumada a otros factores como el frecuente emplazamiento de parques eólicos en sitios rurales habitados y la presencia de altas velocidades de viento necesarias para su funcionamiento, lo que puede implicar variaciones significativas en los niveles basales de ruido, se presentan como argumentos suficientes para realizar una revisión del estado del arte de la normativa ajustada a la realidad de la problemática. Para ello, en este estudio se presenta básicamente el ruido de aerogeneradores, además del análisis de cuatro estándares extranjeros de evaluación específica para proyectos de este tipo y su respectiva comparación con la norma chilena.

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RUIDO DE AEROGENERADORES

Existen cuatro tipos de ruido que pueden generarse al momento de operar un aerogenerador [8]: Tonal: Presenta en su espectro una marcada componente tonal y puede oírse claramente el tono puro. Es causado por componentes tales como los engranajes, la superficie de las aspas del rotor interactuando con inestabilidades no aerodinámicas o flujos inestables sobre orificios o hendiduras o un borde de salida del aspa. Banda ancha: Se caracteriza por una distribución continua de la presión sonora con frecuencias mayores a 100 Hz. A menudo es causado por la interacción de las aspas con turbulencia atmosférica y también se describe como un sonido “silbante”. Baja frecuencia: El ruido con un rango de frecuencia entre 20 y 100 Hz generalmente es asociado con aerogeneradores tipo sotavento (turbinas con el rotor enfocado en sentido contrario a la dirección del viento dominante). Se produce cuando el aspa de la turbina encuentra deficiencias de flujo localizado.

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Impulsivo: Son impulsos acústicos de corta duración o estruendos cuya amplitud varía en el tiempo. Es generado por la interacción de las aspas del aerogenerador con flujos de aire perturbado alrededor de la torre o un aerogenerador tipo sotavento. Por otro lado, las fuentes de ruidos propias de los aerogeneradores pueden dividirse en mecánicas y aerodinámicas. El ruido mecánico se origina por el movimiento de los componentes mecánicos y la respuesta dinámica entre ellos, y es transmitido a lo largo de la estructura del aerogenerador e irradiado a través de su superficie. Algunos ejemplos de estas fuentes son la caja de cambios, el generador, el sistema de giro, los ventiladores de enfriamiento y los equipos auxiliares (ej. compresor hidráulico). Por su parte, el ruido aerodinámico se origina a partir del flujo de aire en torno a las aspas, debido a un gran número de fenómenos complejos, donde cada uno de ellos puede generar ruido por turbulencias o propiciado por el diseño geométrico de las aspas.

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ESTÁNDARES Y CRITERIOS REVISADOS

La normativa de ruido ambiental que aplica a los complejos de energía eólica en Chile corresponde al D.S. Nº38/11 del MMA (Modificación D.S. Nº 146/97 del MINSEGPRES [9]). Este instrumento regula la emisión de las fuentes de ruido que indica, estableciendo un procedimiento de medición y ponderación de niveles sonoros que son evaluados a partir de valores límites, definidos según los usos de suelo establecidos sobre la ubicación de uno o más receptores presuntamente afectados. Se excluyen del universo de fuentes controladas el ruido generado por tránsito terrestre, ferroviario, aéreo y marítimo, actividades domésticas de carácter regular, uso del espacio público, sistemas de alarma y de emergencia, voladuras y/o tronaduras. Por ende, la normativa aplica sobre emisiones sonoras asociadas a complejos eólicos al igual que para el resto de fuentes no contabilizadas dentro de tales excepciones. A su vez, los estudios predictivos desarrollados en el proceso de calificación ambiental deben evaluar su cumplimiento, aplicando los criterios de zonificación y determinación de máximos permitidos que señala tal normativa. Al ser un decreto que regula diversos tipos de fuentes y/o actividades sonoras, el documento no incluye mayores indicaciones en torno a aspectos puntuales que, para efectos de análisis de impacto acústico ocasionado por parques eólicos, son determinantes. Dentro de ellos se menciona la influencia de la velocidad de viento en el nivel de ruido basal, evaluación de componentes tonales o ruido de baja frecuencia, directrices para el levantamiento de modelos predictivos, entre otros. Una revisión del tratamiento de esta problemática en el ámbito internacional corrobora la existencia de criterios y metodologías específicas para la evaluación de este potencial impacto. Dicho lo anterior, se presenta un análisis comparativo de cuatro estándares extranjeros, mencionando sus similitudes y particularidades respecto a cuatro tópicos puntuales, estos son: Área de estudio, Máximos permitidos, Predicción de ruido y Evaluación de impacto acústico. La normativa consultada para tal efecto, clasificada según su país de origen, se presenta a continuación: A) Australia: La norma “Wind Farms Environmental Noise Guidelines” [10], publicada el año 2009 por la Autoridad de Protección Ambiental australiana, entrega criterios para la evaluación de parques eólicos considerando diversos factores tales

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como el ruido de fondo y la velocidad de viento, además de establecer niveles máximos permitidos y detalles de procedimientos de medición y post proceso de datos. B) Dinamarca: La normativa “Statutory Order on Noise from Wind Turbines” [11] del Ministerio del Medio Ambiente danés, la cual entró en vigencia en enero de 2012 como revisión del documento original del año 1991, indica un procedimiento de predicción y evaluación de impacto acústico para proyectos eólicos terrestres y marinos, entregando a su vez directrices para la evaluación y fiscalización de su operación, estableciendo la posibilidad de sanciones según el código penal aplicable. C) Estados Unidos (EEUU): El documento “MassCEC Acoustic Study Methodology for Wind Turbine Projects” [12] de Diciembre del 2011, detalla las exigencias del criterio Massachusetts Department of Environmental Protection (310 CMR 7.10) - Noise Policy Fact Sheet, estandarizando las metodologías de toma de muestras y la interpretación de los resultados para garantizar la calidad y consistencia de los estudios acústicos apoyados por el Massachusetts Clean Energy Center, el cual provee ayuda técnica y financiera para el desarrollo sustentable de proyectos eólicos y sus respectivos estudios acústicos. D) Reino Unido (UK): El estándar “ETSU-R-97 The Assessment and Rating of Noise from Wind Farms” [13], cuyo reporte final data del año 1996, corresponde al principal documento técnico utilizado como referencia en el Reino Unido para la evaluación del impacto acústico de parques eólicos. Años más tarde, en mayo de 2013, se publica el documento “A good practice guide to the application of ETSU-R-97” [14], desarrollado por el Institute of Acoustics, también del Reino Unido, en respuesta a la solicitud del Department of Energy and Climate Change con la idea de generar una guía de aplicación para la metodología de ETSU-R-97. 3.1

Área de estudio

En general, el área de estudio se determina en función de un máximo permisible establecido a partir del ruido de fondo y la potencial emisión de ruido de cada proyecto. De esta forma, se genera un polígono que asegure la incorporación de todos los receptores sensibles potencialmente afectados por un proyecto eólico. En particular, la norma australiana estipula un área de análisis a partir de mediciones de ruido de fondo en base al descriptor Nivel de Presión Sonora Continuo equivalente (Leq), obtenidas bajo distintas condiciones de velocidades de viento, o al menos la nominal para la operación de los aerogeneradores. En contraste, los estándares británicos y MASSCec utilizan como descriptor el nivel que es superado el 90% del tiempo (L90), medido a distintas velocidades de viento. Si bien el estándar MASSCec no entrega indicaciones para un área de estudio específica, señala que para las mediciones de ruido de fondo se deben identificar las viviendas más cercanas y además otras en el límite del proyecto, coincidiendo con que una de las posiciones de medición debe ser la vivienda más próxima. La mayoría de las normas estipulan como receptores sensibles a las viviendas cercanas. En el caso de la norma australiana, se define receptor como un lugar donde alguien reside o en el cual exista la aprobación para construir proyectos residenciales. La determinación de estos y la ubicación del instrumental de medición en general no es muy detallada y queda sujeta al criterio del consultor o experto. Un caso especial se

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observa en el criterio MASSCec donde se debe enviar un informe preliminar para su aprobación. Por otro lado, la norma del Reino Unido sugiere solicitar y aceptar el apoyo que pueden proporcionar las autoridades ambientales locales gracias a su conocimiento del sector en estudio. El D.S. N° 38/2011 del MMA no especifica criterio o exigencia particular respecto al área de estudio. En efecto, solo establece las fuentes emisoras de ruido para las cuales no aplica (Artículo 5) y define receptor (Artículo 6) como: toda persona que habite, resida o permanezca en un recinto, ya sea en un domicilio particular o en un lugar de trabajo, que esté o pueda estar expuesta al ruido generado por una fuente emisora de ruido externa. De esta manera, queda a criterio del consultor o experto acústico la determinación de los receptores cercanos potencialmente afectados. 3.2

Máximos permitidos

En todos los estándares extranjeros estudiados la definición de los máximos permitidos está directamente relacionada con la velocidad del viento. Dentro de los distintos métodos revisados, sólo el de la norma danesa define un límite fijo exclusivo, que fluctúa entre 37 y 44 dB(A) dependiendo del uso de suelo y/o zonificación del receptor y de la velocidad de viento asociada. Sin embargo, el criterio principal utilizado considera los distintos valores de velocidad de viento de operación de los aerogeneradores y su respectiva influencia en la variabilidad de los niveles de ruido de fondo medidos en el receptor. De esta manera, se observa que existen curvas de máximos permitidos, destacándose en ellas dos zonas según la variabilidad de los límites: La primera zona con un límite absoluto que corresponde al valor mínimo de la curva y que se fija bajo un criterio que pretende diferenciar áreas rurales o sensibles respecto a otro tipo de sectores, o bien el periodo diurno del periodo nocturno, generalmente con diferencias de hasta 5 dB; y por otro lado, una zona variable, la que incrementa en función del aumento de la velocidad de viento y que se define por el nivel de ruido de fondo + 5 dB, o +10 dB, dependiendo de la normativa. En la Figura 3 se observa un ejemplo de una curva de máximos permitidos con una zona fija de 35 o 40 dB(A) para el periodo diurno, dependiendo del criterio adoptado para la zona en cuestión, y una zona variable equivalente al ruido de fondo + 5dB, la que incrementa en función del aumento de la velocidad de viento desde aproximadamente los 6 m/s en el primer caso y desde los 7 m/s en el segundo. Es así como en los estándares extranjeros se establece la exigencia de realizar monitoreos continuos de ruido de fondo y de velocidad de viento sincronizados entre sí, con la finalidad de determinar la correlación existente entre sus registros y verificar la relación directa entre el aumento de la velocidad de viento y el nivel de ruido de fondo. Dichas mediciones deben realizarse bajo procedimientos específicos que abordan al menos los siguientes aspectos de manera general: ubicación y altura de mediciones, representatividad temporal y los requisitos de validación. A modo de ejemplo, según la mayoría de los documentos, las mediciones de ruido de fondo deben realizarse en la ubicación del receptor, a una altura de 1.5 o 4 metros del suelo, y las mediciones de viento deben efectuarse en una ubicación estratégica de acuerdo al lugar en el cual se proyecta ubicar el parque eólico, considerando una altura arbitraria no menor a 10 metros, pudiendo posteriormente aplicar correcciones de altura y de velocidad estandarizada a 10 m/s. Por otro lado, se sugiere registrar no menos de 2000 muestras de 10 minutos cada una, con al menos 500 de ellas válidas [14], o bien mediciones

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continuas por 14 días [12], cumpliendo ciertos requisitos tanto para el ruido como para el viento. Algunas condiciones son: i) que la velocidad del viento fluctúe entre 1 m/s y 12 m/s; ii) poseer al menos 5 muestras con una velocidad de 1 m/s; y iii) ausencia de precipitaciones.

Figura 3: Curva de máximos permitidos para periodo diurno [13] Respecto a otras particularidades, se observa que la mayoría de los estándares sugiere la utilización del descriptor acústico L90 para realizar las mediciones y las proyecciones. Por otro lado, la norma de E.E.U.U. propone agregar una condición de Tono Puro adicional a la evaluación, la cual no permite que el nivel de presión sonora de una frecuencia central de una banda de octava en particular supere en 3 dB o más a las adyacentes. En el caso del D.S. N°38/2011 del MMA, se establecen los niveles máximos permisibles en los receptores cercanos en función del uso de suelo asignado según los Instrumentos de Planificación Territorial (IPT). Para zonas urbanas los niveles máximos permisibles según Zonas de Ruido son: I (55 dB(A) diurno y 45 dB(A) nocturno), II (60 dB(A) diurno y 45 dB(A) nocturno), III (65 dB(A) diurno y 50 dB(A) nocturno) y IV (70 dB(A) en todo horario). Respecto a zonas rurales (definidas como las ubicadas al exterior del límite urbano establecido por los IPT), donde usualmente se emplazan los parques eólicos, estipula como nivel máximo permisible de presión sonora corregido el menor valor entre el ruido de fondo más 10 dB(A) o el NPC correspondiente para Zona III. En procesos de calificación ambiental, para zonas rurales se debe registrar la condición de menor ruido de fondo, a modo de asegurar el cumplimiento normativo en todo momento. 3.3

Predicción de ruido

Los estándares consultados solicitan la aplicación del método de cálculo que establece la normativa ISO 9613-2 [15], a excepción de la regulación danesa, que propone un modelo matemático propio cuya incerteza estimada es ± 2 dB. Además, el estándar australiano valida, en igual medida, el uso del modelo CONCAWE [16], siendo obligatorio asumir la Clase de Estabilidad de Pasquill D para caracterizar las condiciones meteorológicas. Junto a lo anterior, se incorporan una serie de alcances que terminan por acotar la magnitud de los factores de atenuación que integran los distintos métodos de cálculo. En

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términos generales, se alude a una representación fiel de las condiciones topográficas, desarrollando un modelo georreferenciado que integre la posición exacta de los aerogeneradores con su respectiva altura de buje (o eje). Se aprecia a su vez una tendencia a configurar escenarios de mayor exposición sonora, asignando valores conservadores a variables como tipo de suelo (0.0< G <0.5), temperatura (10 ºC) y humedad relativa del ambiente (70-80 %). En relación a la velocidad de viento, se solicita puntualizar los resultados para situaciones críticas según los perfiles de viento dominantes, considerando para efectos de cumplimiento normativo el mayor nivel de inmisión acústica estimado sobre cada receptor, aplicando correcciones en caso de ser necesario. Para valorar el nivel de potencia acústica (Lw) de los aerogeneradores se consideran válidas las especificaciones otorgadas por el fabricante, o bien, este valor puede ser determinado en base al procedimiento que detalla el estándar IEC 61400-11 [17], en algunos casos, agregando un factor de corrección por incerteza cercano a +2 dB. La normativa procedente del Reino Unido propone alternativamente un procedimiento para estimar este índice a partir de mediciones, integrando en dicho cálculo la incerteza asociada. Por su parte, el criterio danés corresponde a una excepción al establecer exclusivamente un método propio para la medición y estimación de nivel potencia sonora. En este aspecto, considerando que el valor Lw es estimado para las distintas velocidades de viento, el nivel de potencia acústica asignado en el modelo predictivo debe ser coherente con el perfil de viento que está siendo representado, de tal forma que la emisión sonora del aerogenerador varía según las condiciones de viento (generalmente entre 100 dB(A) y 110 dB(A) [14]), al igual que los máximos permitidos. Adicionalmente, los documentos incluyen criterios específicos para la evaluación de componentes tonales y ruido de baja frecuencia. Por ejemplo, la normativa australiana incorpora una penalidad de +5 dB al nivel de inmisión acústica estimado cuando se considera que la señal contiene tonos puros. Esta condición es determinada en base a criterios objetivos que presentan similitud entre los distintos estándares. Por su parte, el D.S. N°38/2011 del MMA no establece una metodología de predicción de niveles de ruido en los receptores. Sin embargo, indica la posibilidad de realizar proyecciones según estándar ISO 9613 con los alcances y consideraciones que dicha norma técnica especifica (Artículo 19, letra g), solamente en el caso de que el ruido de fondo no permita la evaluación directa en los receptores sensibles. Bajo estas circunstancias, salvo la especificación del modelo matemático que se debe aplicar no existen mayores indicaciones, quedando a disposición del consultor un amplio rango de valores para ser asignados a las distintas variables. 3.4

Evaluación de impacto

Todos los estándares extranjeros estipulan criterios de evaluación exclusivamente para la etapa de operación de cada proyecto. En general, cada norma entrega un listado de contenidos mínimos que al menos permitan identificar las fuentes de ruido, instrumental utilizado, receptores, cálculo de niveles de emisión, propagación sonora y evaluación de cumplimiento normativo, incluyendo procedimientos para la obtención de descriptores requeridos mediante anexos. En particular se destaca la norma británica ETSU-R-97, que posee un manual de aplicación muy completo para cada etapa del estudio acústico.

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Existen algunas indicaciones particulares, como por ejemplo la norma danesa que excluye de la evaluación a las viviendas construidas o habitadas con posterioridad a la presentación de la propuesta de proyecto a las autoridades y explicita sanciones a las empresas en caso de incumplimientos normativos. Otro caso es la norma británica, la que permite incrementar los niveles máximos permitidos en función de algún acuerdo compensatorio entre el titular del proyecto y los receptores, además de no considerar otros proyectos existentes previamente en la zona de estudio para la obtención del ruido de fondo y determinación de los límites permitidos. El D.S N° 38/2011 del MMA establece una metodología de medición para la evaluación de las fuentes de ruido a las que aplica, incluyendo características y ubicación de instrumental, obtención de NPSeq, NPSmáx y NPC2 mediante la aplicación de fichas de Medición y Evaluación diseñadas especialmente para el propósito. También incluye correcciones para mediciones en el interior de edificaciones y por influencia del ruido de fondo. Sus niveles máximos permitidos son aplicables tanto para la verificación de cumplimiento normativo, como para estudios predictivos de calificación ambiental, en las etapas de construcción, operación y cierre.

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ANÁLISIS Y DISCUSIÓN

La revisión de los estándares citados y su comparación con la normativa chilena aplicable, arroja que en ésta última hay algunos aspectos significativos que no están considerados para evaluar adecuadamente el impacto acústico de parques eólicos en su etapa de operación. Si bien algunos de estos aspectos tienen relación con el nivel de detalle presente en las metodologías necesarias para realizar las proyecciones de ruido (parámetros del modelo de propagación, el descriptor acústico utilizado, la potencia y la directividad de la fuente, etc.) o la manera de evaluar (tener en cuenta un límite especial para componentes tonales, posibilidad de compensaciones a vecinos, no considerar en la línea base a los proyectos existentes previamente al proyecto, etc.), el aspecto principal tiene relación con la consideración de la velocidad de viento y su respectiva influencia en el ruido de fondo, cuyas mediciones deben estar sincronizadas entre sí y además ser temporalmente representativas hasta el punto que éstas permitan establecer las curvas de máximos permitidos específicas para cada caso en cuestión. De este modo, los límites no se fijan con un criterio que busque “el menor ruido de fondo”, sino que enfocándose en la relación de este último y las condiciones operativas reales de los aerogeneradores. Es así como, para velocidades de viento en las cuales el aerogenerador no opera (menores a 5 o 6 m/s), se define un límite restrictivo con un grado de protección adecuado a los vecinos de parques eólicos, mientras que para velocidades de viento en las cuales el aerogenerador sí opera, los máximos permitidos tienen relación con el ruido de fondo asociado a dichas condiciones. Lo anterior tiene sentido ya que, en la mayoría de los casos de evaluación de parques eólicos ubicados en zona rural mediante el D.S. N°38/2011 del MMA, es posible registrar bajos niveles de ruido de fondo (menor a 40 dB(A)) en receptores aislados o alejados de otras fuentes, y generalmente asociado a poco viento durante el periodo de medición que va desde los 10 a 30 minutos como máximo, lo que supone una contradicción con la operación de aerogeneradores puesto que éstos requieren una 2

NPC: Nivel de Presión Sonora Corregido de acuerdo al artículo 18° del D.S. 38/2011 del MMA.

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condición mínima de viento para el proceso de generación eléctrica. Es por esto que, bajo los criterios del D.S. N°38/2011 del MMA se realiza una evaluación en condiciones irreales, ya que el nivel máximo permitido corresponderá a una condición en que no se generará ruido por la operación de los aerogeneradores. Esto provoca una evaluación incoherente en relación a criterios extranjeros, lo que puede comprometer la viabilidad de proyectos eólicos, obstaculizando el desarrollo de fuentes de ERNC cuyos beneficios a nivel nacional y global son ampliamente conocidos.

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CONCLUSIONES

La revisión de estándares extranjeros corrobora la existencia de normativa específica para la evaluación de impacto acústico de parques eólicos, constatando importantes diferencias metodológicas entre éstos y la normativa chilena aplicable, la cual no integra aspectos determinantes para el análisis de este tipo de proyectos. Conforme lo anterior, se propone utilizar un estándar extranjero para la evaluación de la etapa de operación de parques eólicos en Chile, empleando el D.S. N°38/11 del MMA únicamente para evaluar sus etapas de construcción y cierre. Paralelamente, se sugiere desarrollar un estudio que profundice cada uno de los tópicos necesarios para la elaboración de un marco técnico-normativo ajustado a la realidad local de la problemática, que a la vez incorpore la experiencia adquirida en el ámbito internacional y la participación de actores del mundo técnico, académico, legislativo y comercial. REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS [1] Ley 20.257. “Introduce Modificaciones a la Ley General de Servicios Eléctricos Respecto de la Generación de Energía Eléctrica con Fuentes de Energías Renovables No Convencionales” (2008) Última modificación 2013. [2] CER. Guía de gestión. Aspectos claves en el desarrollo de proyectos ERNC. (Dic-2013). [3] CNE. Guía de evaluación ambiental ERNC. Proyectos Eólicos. Santiago (Oct-2006). [4] Pederson K. – Waye K. Perception and annoyance due to wind turbine noise -a dose response relationship (2004). [5] Ley 19.300. Aprueba Ley Sobre Bases Generales del Medio Ambiente (1994). [6] Ley 20.417. Crea el Ministerio, el Servicio de Evaluación Ambiental y la Superintendencia del Medio Ambiente (2010) [7] Decreto Supremo N°38/2011 del Ministerio del Medio Ambiente. Norma de Emisión de Ruidos Generados por Fuentes que Indica. (2011) [8] Anthony L. Rogers & James F. Manwell. Wind turbines noise issues (2002). [9] Decreto Supremo Nº 146/97 del Ministerio Secretaria General de la Republica. Establece Norma de Emisión de Ruidos Molestos Generados por Fuentes Fijas (1998). [10] Environmental Protection Authority, South Australia. Wind farm environmental noise guidelines (2009). [11] Danish Ministry of the Environment. Statutory Order on Noise from Wind Turbines (2011). [12] MassCEC. Acoustic Study Methodology for Wind Turbine Projects (2011). [13] Department of Trade and Industry United Kingdom. ETSU R-97 – The Assessment and Rating of Noise from Wind Farms (1996). [14] Institute of Acoustics. A good practice guide to the application of ETSU-R-97 (2013). [15] ISO 9613, Atenuation of sound during propagation outdoors (1996), revisada en 2012. [16] CONCAWE. The Propagation of Noise, From Petroleum and Petrochemical Complexes to Neighbouring communities. (1981). [17] IEC 61400-11. Wind turbines – Part 11: Acoustic noise measurement techniques (2012).

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Paisajes Sonoros: Camino a la Estandarización. Análisis de Norma ISO 12913-1 Acoustics. Soundscape. Part 1. Definition and conceptual framework. L.F, Hermidaa & I. Pavónb a

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Universidad de San Buenaventura, Cra 8H nº172-20, Bogotá, Colombia, lhermida@usbbog.edu.co Universidad Politécnica de Madrid, Ctra Valencia Km 7. 28031, Madrid, España. ignacio.pavon@upm.es

RESUMEN: Después de que Schafer propusiera el término de paisaje sonoro como el ambiente sonoro de un lugar determinado (Schafer, 1977), ha sido fuerte y variada la actividad académica en relación al desarrollo y consolidación de este concepto. Derivado del término inglés landscape (paisaje), las definiciones de soundscape o paisaje sonoro van desde ambiente acústico, ambiente sónico, ambiente sonoro, pasando por el espacio aural y el ambiente de sonido, pero apenas desde el año 2008, con la conformación del grupo de trabajo 54 del subcomité 1 comité técnico 43 se empezó a trazar un camino hacia la estandarización. El presente trabajo realiza una revisión de este camino recorrido, así como un análisis de la norma ISO 12913-1 y la importancia de esta en procura de la evaluación de ambientes sonoros.

KEYWORDS: paisaje sonoro, normalización, ambiente sonoro.

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1. INTRODUCCIÓN Después de que Schafer propusiera el término de paisaje sonoro como el ambiente sonoro de un lugar determinado [1], ha sido fuerte y variada la actividad académica en relación al desarrollo y consolidación de este concepto. Derivado del término inglés landscape (paisaje), las definiciones de paisaje sonoro van desde ambiente acústico, ambiente sónico, ambiente sonoro, pasando por el espacio aural y el ambiente de sonido, pero apenas hasta hace menos de un año se ha logrado llegar a un consenso, cuando por medio de la ISO 12913-1 se definiera al paisaje sonoro como "el ambiente acústico percibido, experimentado y/o comprendido por las personas, esto en su contexto", siendo el ambiente acústico el "sonido de todas las fuentes sonoras que fueron modificadas por el ambiente" [2]. Al analizar los enfoques de los estudios de ambiente acústicos urbanos, se encuentra que estos se han dirigido a factores de salud y de molestia frente al ruido, por lo que el desarrollo de normativa y legislación ha girado en torno al "control" de los niveles de ruido permitidos según horarios y usos de suelo, esto usando diferentes indicadores de ruido como por ejemplo el LAEQ, el L10, el L90, el L50, el LMax [3] o la aplicación de conceptos usados en la evaluación de la calidad sonora como Roughnes (R) y Fluctuation strength (F) y Sharpness (S) [4]. Sin embargo, cabe resaltar que esta tan solo es una de las formas en que se puede llegar a clasificar los sonidos. Según Schafer los sonidos existentes dentro de los paisajes sonoros pueden clasificarse según sus cualidades físicas (es decir características acústicas) y según la forma en que dicho sonido es percibido, y que no necesariamente analizando las características físicas del sonido se logra describir la percepción de dicho sonido. Una muestra de esto es el trabajo presentado por Liu y Kang, donde se encuentra que no necesariamente aquellos paisajes con mayores LAEQ eran considerados los menos confortables, o por el contrario aquellos paisajes que tenían más bajos LAEQ eran los más confortables [5]. Lo anterior implica que la evaluación de los ambientes acústicos requiere de un análisis complejo, donde no solo se hace necesario de la caracterización física del entorno sonoro, de las fuentes que lo componen, del entorno que lo rodea, sino también de su contexto y de la forma en que este afecta la percepción que tiene el receptor de dicho ambiente. Es por esto que en los últimos años ha crecido el interés de la evaluación no solo de las molestias o confort acústico, sino también en la forma en que el entorno acústico es percibido y entendido por el individuo, el grupo o la sociedad, lo que supone que el paisaje sonoro existe a través la percepción humana del entorno acústico de un lugar [6]. Este artículo presenta algunos de los aportes de diversos autores en el camino a la estandarización de la evaluación de paisajes sonoros, así como un análisis de la reciente norma de paisajes sonoros ISO 12913-1 Acoustics. Soundscape. Part 1. Definition and conceptual framework.

2. PAISAJES SONORO: CONCEPTOS Y MÉTODOS DE EVALUACIÓN 2.1 Conceptos básicos. El término de paisaje sonoro se refiere al ambiente sonoro de un lugar determinado [1]. Derivado del término inglés landscape, el término paisaje sonoro ha ido buscando su identidad de formas diversas, aunque actualmente los enfoques se han dado en la percepción que tiene el ser humano del ambiente sonoro, esto según su contexto y según Traux, debe ser estudiado como un sistema de comunicación donde se tiene un emisor, un receptor y un medio [7], [8].

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Desde el punto de vista conceptual, Schafer propone inicialmente tres grandes clasificaciones de sonidos en relación a la función de estos dentro de los paisajes sonoros: sonidos fundamentales, marcas sonoras y señales sonoras. Los sonidos fundamentales son aquellos que son escuchados continuamente o que se presentan constantemente, de tal forma que estos forman un fondo contra en el que los otros sonidos son percibidos. Las marcas sonoras derivan del término landmark y se refiere a los sonidos que son característicos de una comunidad, el cual puede ser único o que posee cualidades que lo hacen especialmente notado. Si se relacionan los sonidos fundamentales con las marcas sonoras se puede decir, en términos de imágenes visuales, que los sonidos fundamentales son el fondo de la imagen y las marcas sonoras son la forma. Las señales sonoras son aquellos sonidos a los cuales la atención es particularmente direccionada. Sin embargo, como se mencionaba en la introducción, no ha sido fácil la estandarización de la evaluación de paisajes sonoros debido a las múltiples ópticas que resultan de la compleja mezcla entre parámetros objetivos y subjetivos que implica este tipo de evaluaciones. Fue solo hasta el año 2008 que la International Organization for Standarization ISO decide crear el grupo ISO/TC 43/SC 1/WG 54 llamado "Perceptual assesment of sound quality" que se empezó a abrir paso un camino a la estandarización de la evaluación de paisajes sonoros. A continuación se presentan algunos de los trabajos más importantes en este aspecto. En el Internoise del año 2010 enfocado en ruido y sostenibilidad desarrollado en la ciudad de Lisboa (Portugal) fue invitado el artículo "On efforts to standarize a graphical description of the soundscape" [9]. En dicho trabajo se buscaba estandarizar la descripción gráfica del concepto de paisaje sonoro, donde por medio de un diagrama conceptual se presentaban los avances obtenidos por el grupo de trabajo 54 del subcomité 1 comité técnico 43 (Technical Committee 43/Sub-Committee 1/Working Group 54 ). En la figura 1 se puede ver el diagrama conceptual de paisaje sonoro propuesto. Esta contiene cinco cajas menores y contrasta fuertemente con el proceso de evaluación clásica de ruido comunitario que básicamente presenta tres etapas: fuentes sonoras, entorno acústico del área residencial y grado de molestia. En la propuesta de este equipo de trabajo se añaden dos cajas más a la propuesta de molestia: contexto y percepción. Así mismo, en el modelo de molestia se incluye las reacciones (outcoments) del ser humano.

Figura 1: Modelo gráfico de paisaje sonoro presentado en Internoise 2010, Lisboa (Portugal).(Fuente Schomer, et al., 2010).

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De forma general se puede decir que los autores proponen un modelo que implica que la respuesta del ser humano no es de un factor simple (molestia), puesto que puede tener otras múltiples "salidas" o respuestas. Además esa salida no es una función directa de la fuente sonora y el ambiente acústico, sino también de la percepción del ser humano de la situación. Finalmente se tiene que la percepción y respuesta del humano está en función del contexto en que el paisaje sonoro es percibido. Así mismo, el trabajo también presenta de forma general cada uno de los componentes que se tienen dentro de este modelo y una sugerencia inicial de la forma de estudio de cada una de ellas. Cabe resaltar que dentro el elemento "Contexto" se incluyen los estímulos visuales, aunque solamente se limita a la mención de los mismos sin mayor profundización. Al año siguiente, en el 2011, Brown, Kang, y Gjestland presentan su trabajo "Towards standarization in soundscape preference assesment", el cual presentó las impresiones de los autores en relación al grupo de trabajo de ISO para estandarizar metodologías, cuestionarios, identificación de sonidos y evaluación de la calidad del paisaje sonoro [6]. En este artículo, generoso en conceptos y aportes a la evaluación de paisajes sonoros, se llega nuevamente al punto de convergencia común: la forma en que el hombre percibe el paisaje sonoro y el juicio que se puede hacer de este paisaje, buscando además que estos juicios puedan servir de herramientas a los planeadores o administradores de espacios públicos. Los autores proponen que además de las respuestas directas generadas por los oyentes (juicios de confort, la calidad sonora y la preferencia de diferentes paisajes sonoros), también es posible tener unas respuestas inconcientes (por ejemplo, una persona puede saber cual lugar puede ser bueno para que los niños jueguen o para descansar o meditar, aunque no necesariamente sepan que esto es debido al paisaje sonoro). Así mismo, nuevamente enfatiza en la importancia de un riguroso estudio del contexto (incluyendo paisaje visual y aspectos de configuración), de una buena clasificación de las fuentes sonoras (lo que debe incluir una taxonomía de los mismos y una caracterización acústica) y de una mayor diferenciación entre estudios de molestia y estudios de evaluación de paisajes sonoros, para lo que se hace necesario también el desarrollo de cuestionarios y métodos de presentación de resultados. Este último punto es subrayado como extremadamente delicado, puesto que el desarrollo de pruebas en diferentes lenguas puede modificar de forma significativa tanto lo que se evalúa como lo que se obtiene como resultado. Ya en el 2013 Jennings y Cain presentan el trabajo "A framework for improving urban soundscapes" el cual busca ampliar el estudio del comportamiento del sonido en espacios públicos, el cual tradicionalmente se relaciona con términos de molestia, de sonidos intrusivos o no deseados, lo que permite no solo hacer control de ruido, sino pensar en el diseño, gestión y/o administración de ciudad a partir de los paisajes sonoros [10]. En este caso los autores proponen el uso de un modelo usado generalmente en el desarrollo de productos y calidad de fabricación: el modelo Kano. El acercamiento a este modelo incluye la composición del paisaje sonoro en términos objetivos, los factores que pueden afectar una percepción positiva del ambiente, y cómo el modelo de Kano se puede utilizar como un medio de comprensión de la gama de aplicabilidad de enfoques para crear sonidos positivos. Dentro del documento se propone que el significado de ''positivo'' dentro de un espacio público es muy diferente para tres tipos de personas: los planificadores, los oyentes serios y los usuarios del espacio. Según los autores, los dos primeros están influenciados por el propio paisaje sonoro, ya sea en el cumplimiento de la legislación y reducir las molestias, o como una oportunidad artística o creativa. Sin embargo, el tercer grupo, está más preocupado por el espacio en sí y es quien tiene la percepción de la influencia del paisaje sonoro en sus actividades. Finalmente

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concluyen que los paisajes sonoros en espacios públicos pueden ser percibidos como positivos, y que además su juicio puede ser más fácilmente hecho por medio de la comparación de paisajes sonoros. 2.2 Modelos de evaluación perceptual. Además de los conceptos relacionados con paisajes sonoros, es importante también la evaluación de estos paisajes sonoros. A continuación se hará énfasis en los trabajos realizados por Axelsson, Nilsson y Berglund, así como el trabajo realizado por Cain, Jennings y Poxon y finalmente el trabajo de Rychtáriková y Vermeir en relación este tipo de modelos. Después de la visita realizada por Schafer a Estocolmo en 1998, se crearon dos programas que a futuro permitieron generar dos modelos bidimensionales que describen la respuesta emocional basado en los paisajes sonoros. El primer programa Soundscape support to health, desarrollado entre 1999 y el 2007 fue liderado por el profesor Berglund (en Suecia), mientras que el segundo programa fue desarrollado entre el 2006 y 2009 por un equipo interdisciplinario en Reino Unido de nombre Positive Soundscape Project [11]. Como principales resultados de estos dos proyectos se obtuvo la descripción de los paisajes sonoros mediante el modelo bidimensional de respuesta emocional, el cual fue descrito mediante la relación Eventful-Pleasant [12], o Calmness-Vibrant [13]. A continuación se profundiza en cada uno de ellos. Iniciando por el trabajo de Axelsson, Nilsson y Berglund, se hace referencia a la existencia de diferentes estudios que usaron escalas de diferencial semántico para escalar la percepción de un sonido específico, donde muchos de ellos trabajaron en atributos como placer o preferencia, y otros estudios incluyeron también dimensiones relacionadas con la actividad o variabilidad del paisaje sonoro. Sin embargo, en este trabajo los autores llegan a resultados similares a los obtenidos en estudios de emociones y entorno psicológico del modelo circumplejo afectivo de Russell, identificando dos dimensiones relacionadas con la percepción placentera de los ambientes acústicos. En el artículo se sugiere que las propiedades informativas de los paisajes sonoros (ej. categorías de sonidos) son mejores predictores de percepción de la calidad de los paisajes sonoros que los descriptores de ruido usados en mediciones acústicas (ej. Leq). Finalmente los investigadores derivan en un modelo empírico que permite integrar el gran número de atributos perceptuales potenciales en un pequeño número de dimensiones básicas de percepción de paisajes sonoros. Así mismo, dentro del trabajo se buscó determinar la relación entre esas dimensiones básicas perceptuales y las propiedades físicas de los paisajes sonoros (lo que incluye sonidos dominantes y variables acústicas). Para esto realizó un riguroso estudio que incluía la selección de 50 paisajes sonoros y la clasificación de los sonidos de estos paisajes en extractos de 30 segundos, además de la caracterización física de los paisajes (que incluyó indicadores típicos de ruido como LAEQ, L10, L50, L90, la sonoridad S entre otros). Posterior a esto se determinó la existencia de sonidos fundamentales dentro de los extractos (esto por medio de la aparición por determinado porcentaje de tiempo dentro del extracto de algún sonido), y se procedió a usar 116 escalas de atributos usadas tradicionalmente para evaluar elementos estéticos de fotografías en la aplicación de una encuesta realizada a 100 estudiantes, quienes relacionaron los adjetivos de los atributos con los paisajes (en una valoración porcentual). Luego de la aplicación de técnicas estadísticas de correlación y agrupación de variables, los investigadores llegaron al modelo bidimensional cuyos

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componentes principales son Eventul y Pleasent, el cual es presentado en la figura 3. En esta figura 3 se puede observar que los paisajes sonoros dominados por los sonidos tecnológicos (círculos rellenos) fueron considerados como no placenteros y carentes de eventos, mientras que los paisajes sonoros dominados por los sonidos humanos (cuadrados rellenos) fueron considerados como placenteros y lleno de eventos, la relación entre los sonidos naturales y los resultados de los componentes no fue fuerte (cuadrados sin relleno), aunque si se percibe una relación entre esta categoría y los paisajes más placenteros [12].

Figura 2: Modelo bidimensional de respuesta emocional de paisajes sonoros propuesto por Axelsson, Nilsson y Gerglund. Pasando al modelo propuesto por Cain, Jennings y Poxon, los autores buscaban entender y definir las dimensiones emocionales de los paisajes sonoros para luego explorar cómo el espacio dimensional resultante puede tener aplicaciones prácticas en la toma de decisiones urbanísticas. Al igual que en el modelo de Axelsson, Cain y Berglund, proponen un modelo bidimensional, pero en este caso por medio del uso de la técnica de diferencial semántico. Esta técnica es frecuentemente usada en la valoración de eventos auditivos y permite identificar dimensiones psicológicas a lo largo de los cuales se evalúan diferentes estímulos sensoriales y funciona por la clasificación de una serie de entidades (como paisajes sonoros), en una serie de escalas bipolares tales como calmo-perturbado. En este trabajo se realizaron grandes esfuerzos en analizar cómo el lugar hace sentir a las personas, pues sería una información útil para los planeadores y diseñadores urbanos, por lo que no se busca solo describir el sonido, sino describir lo que ese sonido hace sentir a los oyentes al ser escuchado. Para el desarrollo de este modelo se buscaron fuentes de datos de adjetivos usadas en estudios anteriores. Una de las primeras fuentes fue un experimento de laboratorio donde 25 personas escuchaban paisajes sonoros y respondían a la pregunta: como lo hacen sentir estos sonidos?. Así se pudo obtener una verbalización libre que describe la percepción de sonidos y respuestas emocionales con el lenguaje y juicio de los oyentes. La segunda fuente fue la transcripción de las respuestas dadas por los oyentes en relación a cómo percibían diferentes lugares, esto posterior a una caminata sonora. La tercera fuente de datos fueron las 450 respuestas que obtuvo el artista Peter Cusack luego de indagar por los sonidos favoritos de sitios particulares (además de su explicación) en Manchester y Londres. Estos comentarios individuales fueron codificados y agrupados junto con comentarios y descriptores que

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tuvieran significados similares en categorías grupales superiores. Posterior a esto se discutió por los miembros del grupo las dimensiones propuestas hasta dejar 5 de estas dimensiones. Luego de la evaluación se usó el método de análisis de componentes principales el cual proveyó una indicación del número de atributos perceptuales independientes (componentes principales o factores) subyacente al patrón de las calificaciones, y también da una medida (factor de carga) del grado en que cada escala de calificación se asocia con cada atributo percibido. La figura 4 presenta el modelo propuesto por los investigadores, el cual tiene como componentes principales el descriptor Calmness y Vibrancy en los ejes y y x. [13]

Figura 3. Modelo bidimensional de respuesta emocional de paisajes sonoros propuesto por Cain, Jennings y Poxon. Pasando al trabajo de Rychtáriková y Vermeir, "Soundscape categorization on the basis of objetive acoustical parameters", los autores presentan un método de evaluación de paisajes sonoros que permite la categorización automática de sonidos binaurales, esto por medio de un algoritmo basado en el análisis de 13 parámetros acústicos usados como medidas de similitud en un gran número de paisajes sonoros. La agrupación de categorías de paisajes sonoros se realizó usando la distancia Euclidiana, lo que permitió reducir de 370 grabaciones a 20 categorías de paisajes sonoros. Así mismo y según los autores, el uso de descriptores acústicos permite tener un método bastante robusto puesto que generalmente estos se relacionan con las afecciones de salud generadas a las personas [4]. Dentro de los parámetros acústicos usados se tienen: 1. El nivel de intensidad sonora representado con el LpA, 2. Los cambios temporales del sonido, evaluados con Roughnes R y Fluctuation strength F. 3. Información relacionada con el espectro de frecuencia usando Sharpness S y finalmente un cuarto elemento que es muy atractivo e innovador: la impresión espacial descrito por la diferencia interaural urbana uILD2, término desarrollado por los autores del artículo para describir la diferencia de niveles de presión sonora en grabaciones binaurales.

3. ISO 12913-1. UN PASO MÁS HACIA LA ESTANDARIZACIÓN Luego de cerca de 5 años de trabajo del grupo ISO/TC 43/SC 1/WG 54, se publica la ISO 12913-1. Acoustics - Soundscape. Part 1. Definition and conceptual framework (ISO, 2013) donde se proveen definiciones y el marco conceptual para la descripción de paisajes

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sonoros y se explican los factores relevantes para la medición y descripción de paisajes sonoros, así como para su planeación, diseño y administración. Además del concepto de paisaje sonoro y ambiente acústico, definidos como "el ambiente acústico percibido, experimentado y/o comprendido por las personas, esto en su contexto" y el "sonido de todas las fuentes sonoras que fueron modificadas por el ambiente" respectivamente, la norma presenta un modelo que contiene siete aspectos principales: 1. Contexto, 2. Fuentes sonoras, 3. Entorno acústico, 4. Sensación auditiva, 5. Interpretación de la sensación auditiva, 6. Respuestas y 7. Salidas y se busca que la medición, juicio o evaluación del paisaje sonoro se haga mediante la percepción humana del paisaje sonoro.

Figura 2: Marco conceptual de paisajes sonoros según la ISO 1293-1 Acoustics - Soundscape. Par 1. Definition and conceptual framework. (Fuente ISO 12913-1). Como se puede ver en la figura 2, es un marco mucho más completo que los modelos clásicos de control, donde el contexto incluye la interrelación entre persona-actividad-espacio, así como la relación espacio-tiempo. Este contexto puede influenciar el paisaje sonoro a través de la sensación auditiva, la interpretación de la sensación auditiva y las respuestas del ambiente acústico. Así mismo la norma propone que la fuente sonora es el origen de los paisajes sonoros, por lo que debe hacerse un buen análisis de su distribución tanto en el espacio como en el tiempo. Según la ISO, el ambiente o entorno acústico hace referencia a los sonidos de todas las fuentes sonoras que fueron modificadas por el ambiente. Esta modificación incluye condiciones de propagación, reflexión, difracción, condiciones meteorológicas, absorción así como la reverberación. En relación a la sensación auditiva, según la norma es una función neurológica que inicia cuando los estímulos auditivos alcanzan los receptores de la oreja. Esta es la primera etapa del proceso de detección y representación de un ambiente o entorno acústico. Los caminos de los oídos al cerebro están separados y el sonido (creado en la corteza auditiva) es una mezcla de las dos señales neuronales. Por lo anterior, la escucha binaural es influenciada por el enmascaramiento, el contenido espectral y temporal, así como la distribución espacial de las fuentes sonoras. Para la interpretación de la sensación auditiva se hace referencia al procesado consiente o inconsciente de crear información valiosa que puede llevar a la comprensión o entendimiento del entorno acústico. La comprensión de dicho entorno representa una experiencia del entorno acústico. La respuesta incluye, según la ISO, las reacciones a corto plazo y emociones, así como el comportamiento, que puede cambiar el contexto. Las salidas son una consecuencia general a largo plazo e incluyen actitudes. (ej. creencias, juicios y hábitos).

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4. DISCUSIÓN Y TRABAJOS A FUTURO El camino recorrido hacia la estandarización de conceptos y evaluación de paisajes sonoros no solo es interesante sino también prometedor, pues además de ampliar los enfoques de control relacionados con la evaluación de molestia y confort acústico, se abre la puerta al estudio de la percepción y comprensión de los espacios acústicos. Sin embargo, aun queda mucho trabajo por realizarse, pues además de que se debe lograr la conjunción de estudios con enfoques objetivos y subjetivos, se requiere también que entidades gubernamentales y diferentes agencias internacionales comiencen a apropiarse del concepto de paisajes sonoros y de las ventajas que puede presentar respecto a los ya conocidos y tradicionales métodos de control. Un ejemplo de esto último es el trabajo realizado por la DEFRA (Departament for Enironment Food and rural Affairs) de Reino Unido, quienes en 2009 publicaron junto con un equipo de la Universidad de Salford un interesante documento relacionado con prácticas y políticas para el estudio de paisajes sonoros [14]. En relación a la norma propuesta, es un buen inicio para la estandarización de paisajes sonoros. Presenta una definición clara de paisaje sonoro, lo que también acontece con la definición de ambiente acústico. Se puede ver también cómo el marco conceptual presentado es mucho más completo que el modelo de evaluación de molestia frente al ruido y también se puede ver el avance obtenido entre el modelo del 2010 presentado por Schomer et. al, y el propuesto en esta norma. Sin embargo vale la pena acotar que: • • •

La norma no propone clasificación ni taxonomía de las fuentes sonoras y omite el análisis en relación al comportamiento en frecuencia, lo cual va a dar una mayor información de las fuentes de ruido existentes en el entorno. La descripción del contexto, elemento clave en todas las discusiones anteriormente citadas, no es claro en cuanto a los elementos que pueden ser tenidos en cuenta, más aun cuando se tiene que el contexto puede va a tener una gran cantidad de variables. Así mismo, es confuso que el término ambiente acústico sea igualmente usado tanto para el término de paisaje sonoro como para la influencia que ejerce el entorno en la propagación del sonido (fenómenos de reflexión, difracción, refracción, reverberación, absorción, etc.,). Así como las fuentes sonoras tuvieron su espacio independiente, se debería dar lo mismo para el entorno acústico del espacio de propagación. Por otra parte resulta interesante la distinción que se hace de sensación auditiva y de percepción auditiva. En el primer caso se refiere a la parte fisiológica y neurológica, mientras que en el segundo a la parte perceptual (haciendo referencia a la experiencia que genera el entorno acústico.) De la misma forma en el documento se proponen dos categorías de "respuestas": una denominada propiamente respuesta y otra denominada salida. La primera la relaciona con reacciones a corto plazo generadas por el paisaje sonoro (ej. la decisión de quedarse por un mayor periodo de tiempo al encontrar el lugar agradable). Mientras que la salida se relaciona a decisiones a largo plazo (ej. por ejemplo volver al espacio de forma recurrente pues es agradable). Se hace necesario incluir aspectos visuales y estéticos, así como elementos de terminología que eran muy útiles y actualmente usados como "marcas sonoras", "señales sonoras" y "sonidos fundamentales", los cuales ayudan en gran medida en la descripción de los paisajes sonoros y que además pueden ayudar en la parte de diseño y planeación de los paisajes sonoros.

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Además de estas anotaciones en relación a la norma, queda también por delante la estandarización de la forma de evaluación de los paisajes sonoros. Descriptores perceptuales, bien sea por diferenciales semánticos u otros de los métodos descritos en este documento seguramente serán tenidos en cuenta para tal fin, sin embargo, también se hace necesario adelantar protocolos que permitan tener en cuenta los elementos más importantes existentes dentro del contexto, como puede ser por ejemplo estímulos visuales.

REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS [1] Schafer, M. (1977). The tuning of the world. New York: Random House Inc. [2] ISO 12913-1. Acoustics. Soundscape. Definition and conceptual framework. (2013). [3] Adams, M., Cox, T., Moore, G., Croxford, B., Mohamed, R., & Sharples, S. Sustainable Soundscapes: Noise Policy and the Urban Experience. Urban Studies. (2006). [4] Rychtáriková, M., & Vermeir, G. Soundscape categorization on the basis of objective acoustical parameters. Applied Acoustic. (2013). [5] Liu, J., Kang, J., Behm, H., & Luo, T. Effects of landscape on soundscape perception: Soundwalks in city parks. Landscape and urban Planning , 30-40. (2014). [6] Brown, A. L., Kang, J., & Gjestland, T. Towards standardization in soundscape preference assessment. Applied Acoustic. (2011). [7] Traux, B. Acoustic communications. New Jersey, USA: Ablex Publishing Corporation. (1984) [8] Traux, B. Handbook for acustical ecology. Cambridge Street Publishing. (1978) [9] Schomer, P., Brown, A., Coensel, B. d., Genuit, K., Gjestland, T., Jong Jeon, J. On Efforts to Standardize a Graphical Description of the Soundscape Concept. Internoise 2010. Noise and sustainability. Lisboa. (2010). [10] Jennings, P., & Cain, R. A framework for improving urban soundscapes. Applied Acoustics , 293-299. (2013). [11] Axelsson, Ö. INTRODUCING SOUNDSCAPE . AESOP 26t h Annual Congres. (2012). [12] Axelsson, Ö., Nilsson, M., & Berglund, B. A principal components model of soundscape perception. Journal Acoustical Society of America , 2836-2846. (2010). [13] Cain, R., Jennings, P., & Poxon, J. The development and application of the emotional dimensions of a soundscape. Applied Acoustics. (2013) [14] Payne, S., Davies, W. & Adams, M. Research into the practical and policy applications of sondscape concepts techniques in urban areas. Department for Environment, food and rural affairs. (2009).

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Limitadores Acústicos - Problemáticas en las discotecas Conveniencia en la limitación espectral R. A. Gareisa, J. E. Ariasb & R. Ariasc a

Instituto Argentino de Acústica Electroacústica y Áreas Vinculadas (IADAE), Buenos Aires, Argentina Dakar Ing. Acústica, Méndez de Andes 2145, CP1406 Buenos Aires, Argentina, gareis@dakar-acustica.com.ar b Proceso Digital de Audio, Ávila 23 Bajo, 09001 Burgos, España, roiarias@ecudap.com c Proceso Digital de Audio, Ávila 23 Bajo, 09001 Burgos, España, pachearias@ecudap.com

ABSTRACT: City’s Noise Ordinances regulate and control the allowable noise levels related to leisure activities. Those contain the main features that noise and sound limiters, devices used to control noise levels, must have. There has always been certain degree of controversy about how to use these noise limiters, if they have to limit the emission of sound in the establishment (global limitation of noise levels), on the one hand, or if they have to control noise in a receiver place (spectral limitation), on the other. We are going to defend and expand on, from a legal point of view, an impartial reasoning about the advantages of spectral limitation to keep the goals of acoustic quality avoiding annoyances caused by noise emissions within protected places. RESUMEN: Son las ordenanzas de ruido publicadas por los Ayuntamientos/ Municipios las responsables de la regulación de las emisiones de ruido y el control del mismo dentro de las actividades de ocio, en ellas se fijan las características de los elementos de control o limitadores. Siempre ha existido cierta controversia de cómo se ha de realizar la limitación del equipo, si limitando el nivel de emisión en el Local (limitación global) o si la limitación ha de realizarse manteniendo la limitación en el local receptor (limitación espectral). Desarrollamos en esta ponencia un razonamiento objetivo, desde el punto de vista legal, de la necesidad de realizar la limitación espectral para mantener los objetivos de calidad acústica y de molestia de los ruidos inmitidos dentro de los recintos protegidos.

KEYWORDS: Limitadores, Acústicos, Espectral, Discotecas, Molestias

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1. INTRODUCCIÓN Las actividades de ocio, entre ellas las discotecas son las más significativas, siempre han sido causa de molestias por niveles de ruido transmitido excesivos a su entorno próximo, el crecimiento de los equipos de PA, debido a las facilidades para construir etapas de potencia con capacidad de entregar un gran número de potencia sobre cargas pequeñas junto con la mayor eficiencia de los altavoces y el abaratamiento de los precios, ha hecho que instalaciones que antaño ‘convivían’ con el vecindario ahora se hacen insoportables. En su construcción hay que tener en cuenta las fuentes de ruido interior y prever la construcción de un aislamiento acústico suficiente para impedir la inmisión de niveles en los locales circundantes. Dentro de los locales de ocio existen dos tipos de fuente, las que emiten un nivel y un espectro constante y las que de alguna forma pueden ser manipuladas por el operario que las maneja, este es caso de las fuentes musicales que el DJ puede cambiar el espectro y el nivel a voluntad, debido a lo anteriormente enunciado, el construir un aislamiento acústico capaz de evitar la emisión en locales colindantes es prácticamente imposible por lo que surge la necesidad de usar un elemento de aislamiento activo que controle la emisión del equipo de música, esto es un Limitador Acústico o limitador de sonido. La definición de las características mínimas de estos dispositivos se realiza en las Normativas junto con las Políticas de Calidad que regulan la emisión sonora y las transmisiones a su entorno. Por ser la legislación Española, desarrollada dentro del marco Normativo de la UE, una de las más avanzadas en el control de las actividades de, usaremos las pautas marcadas por ella para este trabajo.

2. LA LEGISLACIÓN Anteriormente a la definición de la pirámide legislativa actual, las Ordenanzas que hacían referencia al control de las molestias producidas por ruido, se basaban en el DECRETO 2414/19611, de 30 de Noviembre, por el que se aprueba el Reglamento de Actividades Molestas, Insalubres, Nocivas y Peligrosa, por el que se dictaban las ordenanzas de ruido. Posteriormente la evolución normativa actual, que parte de las estrategias de desarrollo sostenible de la UE que desemboca en la Directiva de Evaluación y control del ruido Ambiental que define un marco único dentro de la UE para la lucha contra el ruido y sus consecuencias. La transcripción de estas estrategias a cada Estado ha dado lugar a las diversas leyes sobre el ruido en los distintos países de la Unión Europea, en concreto en España La ley de Ruido, la Ley 37/20032 de 17 de Noviembre, establece las exigencias Normativas dentro del Estado español para la gestión y control del ruido ambiental, exceptuando la gestión del ruido en los ambientes laborales siendo estos regidos por la leyes de prevención de riesgos y más concretamente por el Real Decreto 286/20063, de 10 de Marzo. La Ley se desarrolla con dos decretos, el Real Decreto 1513/20054, de 16 de Diciembre, por el que se desarrolla la Ley en lo referente a la evaluación y gestión del ruido ambiental y el Real Decreto 1367/20075, de 19 de Octubre, por el que se desarrolla la Ley 37/2003, de 17 de Noviembre, del Ruido, en lo referente a zonificación acústica, objetivos de calidad y emisiones acústicas, definiendo entre otras cosas los índices de evaluación y los objetivos de calidad. La Ley del Ruido y sus decretos han sido trasladada a la Legislaciones Autonómicas mediante sus correspondientes leyes y decretos consiguiendo una homogenización de los objetivos de calidad. Todas estas leyes y decretos trasladan a los Ayuntamientos la

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responsabilidad de gestión y control en materia de ruido dentro del territorio municipal los cuales, mediante la publicación de ordenanzas Municipales, materializan las condiciones particulares de gestión adaptadas a su idiosincrasia particular.

3. ÍNDICES ACÚSTICOS EVALUACIÓN DE ACTIVIDADES En las ordenanzas, publicadas por los Ayuntamientos se definen cuáles son los índices evaluadores de cada uno de los objetivos de calidad y de protección de los distintos ambientes, de las distintas fuentes de ruido, estos índices evaluadores están definidos por el Real Decreto 1367/2007, de 19 de Octubre con sus objetivos de calidad mínimos y los índices de evaluación de las actividades. El cuadro adjunto, contempla los índices de evaluación de fuentes consideradas en el decreto. Así tenemos, emisiones de fuentes contenidas en el interior de actividades e instalaciones ruidosas, entre ellas los locales de ocio, en cuanto inciden en ambientes interiores.

Figura 1: Índices de evaluación consideradas en el Real Decreto 1367/2007 Las fuentes emisoras a los ambientes exteriores que contribuyen al ruido ambiental existente en los espacios exteriores formando parte del paisaje sonoro, aquí se encuentra el ruido producido por las infraestructuras de transporte generadoras del ruido producido por tráfico y el ruido de Obras, las actividades clasificadas: industria y locales de pública concurrencia, junto a aglomeraciones debidas ya sea por actividades deportivas o de otra índole, en cuanto que contribuyen a las emisiones al ambiente exterior . El ruido en edificaciones considerando los elementos definitorios de las mismas frente a las fuentes de ruido como son: los aislamientos Acústicos de sus paramentos y los tiempos de reverberación en el interior de los recintos influyente en la calidad el confort acústico de los mismos. Otro factor tratado en el decreto y muy influyente por las molestias que genera, es el ruido por vibraciones las cuales también son contempladas el decreto definiendo su índice de evaluación. Todos los índices que define el decreto, referentes a ruido, son Niveles equivalentes ponderados en un determinado tiempo, así en la ley de Castilla y León del ruido6 y otras comunidades, utilizan el nivel A-ponderado evaluado en un tiempo de 5 seg.

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También se define en los decretos los índices de evaluación del ruido ambiental a largo plazo los niveles equivalentes Día, Tarde y Noche así como los horarios de aplicación.

4. EVALUACIÓN DE LA MOLESTIA DE NIVELES SONOROS En la definición de los índices de evaluación el decreto profundiza en la definición de los índices de evaluación de la molestia y en particular tenemos que destacar los índices que se usan para la evaluación de los emisores acústicos y los ruidos transmitidos por las actividades a los espacios protegidos, estos vuelven a ser Niveles Equivalentes A-ponderados evaluados en un tiempo T, pero con la particularidad de que la evaluación de la molestia se hace mediante los índices corregidos definidos por la Norma UNE-EN-ISO 19967 , en esta norma se define y así lo traslada el decreto, unos coeficientes de corrección del valor medido, en función de los contenidos espectrales de ruido transmitido. En caso de presencia de componentes tonales emergentes, de baja frecuencia o ruido de carácter impulsivo, todas estas características han de ser tenidas en cuenta para realizar la valoración del nivel de ruido transmitido.

Figura 2: Índices para la evaluación de emisores acústicos y ruidos transmitidos por las actividades Estos coeficientes son: • Coeficiente de corrección por componentes tonales emergentes, Kt • Coeficiente de corrección por contenido de baja frecuencia en el espectro del ruido transmitido, Kf • Coeficiente de corrección por ruido impulsivo que tiene en cuenta la evolución temporal del ruido transmitido, KI Dos de dichos coeficientes realizan la corrección del nivel transmitido en función de contenido espectral del ruido transmitido, el cual está ligado al espectro del ruido emitido mediante el aislamiento del paramento separador. Y el tercero realiza la corrección en función de la evolución temporal del ruido inmitido. Estos coeficientes incrementan el valor medido en dB(A) hasta en 9 dB, por lo que aunque el nivel del ruido transmitido sea estacionario la molestia puede variar si cambia el espectro del ruido transmitido haciendo que el nivel corregido ya no sea constante.

5. ACTIVIDADES DE OCIO Un caso muy notable en el que se produce este efecto es en el ruido transmitido por las actividades de ocio que se realizan en locales de pública concurrencia. En estos casos la actividad de emisión musical es la principal fuente contaminante en cuanto al ruido transmitido a los recintos colindantes, el espectro de las canciones emitidas se caracteriza por variar constantemente, ya no solo con cada canción sino que en el transcurso de la misma la evolución del espectro es notable lo que nos lleva realizar una corrección continua del nivel

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de emisión, si no queremos que el resultado del nivel transmitido estuviese sancionado por los hasta 9 dB(A) que supone en que tendremos que corregir el ruido transmitido, aplicando lo que nos indica el cálculo del índice de molestia.

Figura 3: Espectro del ruido de emisión e inmisión Qué sucede en el caso del ruido transmitido por las actividades musicales de los locales de pública concurrencia? Pongamos un ejemplo de la situación real de un local de ocio en el que hay una emisión musical, y un local protegido por la ordenanza que está aislado del local de ocio mediante paramentos con un aislamiento que es función de la frecuencia, que hace que el sonido existente en el local de ocio sea filtrado y atenuado por él, pero la realidad es que este aislamiento es limitado por lo que va llegar un determinado espectro que generará un valor de ruido transmitido. Si queremos evaluar este valor de ruido transmitido hemos de realizar las operaciones descritas en el decreto y obtener el valor corregido en función del valor medido y de sus características espectrales, esto es que hemos de calcular los componentes impulsivos, los componentes tonales y los de baja frecuencia. En los locales de ocio, en los que la amenización musical forma parte de la actividad del bar, la emisión de música a través de los equipos de PA se convierte en la principal fuente contaminante, y se caracteriza por que su espectro emisión no se mantiene constante por el contrario varía continuamente, ya no solo con cada canción sino que en el transcurso de la misma la evolución del espectro es notable, por lo que el nivel transmitido varia con el nivel de emisión en el local y con el espectro del sonido emitido. En estos casos para mantener los niveles de inmisión en casa del vecino es necesaria la instalación un dispositivo que controle la emisión del equipo de reproducción sonora de forma que mantengamos los niveles inmitidos en los locales colindantes dentro de los objetivos de calidad publicados en las Ordenanzas que en ningún caso han de ser menos restrictivos que lo enunciado en el RD1367/2007.

6. CARACTERISTICAS DE LA LIMITACIÓN Para realizar el dispositivo de control que se denomina, limitador acústico, hay dos posibilidades una mantener el nivel de emisión constante dentro del local: 1. Actuar de forma que el limitador independientemente de la entrada que exista al equipo reproductor garantiza que el nivel en el interior del local no supera un determinado limite sin tener en cuenta el espectro emitido. LIMITACION GLOBAL 2. Actuar de forma que el limitador independientemente del espectro a la entrada del equipo reproductor garantice que el nivel intimido al local receptor, nunca superará los objetivos de calidad acústica definidos en la ordenanza. LIMITACIÓN ESPECTRAL8

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En una aplicación normal de las ordenanzas ya no solo se ha de garantizar que el valor de inmisión se mantenga constante, sino que el nivel de molestia se ha de mantener por debajo del objetivo de calidad, lo que significa que LAKeq,5” ha de mantenerse dentro de los limites expresados por la ordenanza. Para llegar a conseguir semejante objetivo ha de hacerse la corrección de los niveles emitidos por presencia de componentes tonales, de baja frecuencia y de ruido de carácter impulsivo para realizar la valoración del nivel de ruido transmitido. Por lo que ya no vale que los limitadores mantengan el espectro del ruido inmitido por debajo de uno de referencia, han de además de valorar los coeficientes de corrección.

7. LIMITACIÓN ESPECTRAL VERSUS LIMITACIÓN GLOBAL Para comprobar cuáles son las diferencias de los valores emitidos dentro del local emisor y transmitidos al local receptor, vamos a realizar sobre dos locales contiguos la instalación en uno de ellos un equipo de reproducción sonora sobre el cual hemos instalado un limitador que va actuar de forma global y mediremos los niveles transmitidos al local colindante valorando los LAKeq,5” . Posteriormente realizaremos las mismas medidas controlando el equipo de música con el limitador ejecutando una limitación espectral con corrección de coeficientes tonales y de baja frecuencia, las medidas obtenidas en los recintos emisor y receptor van a poder ser comparadas para la obtención de conclusiones. Los recintos se corresponden a la sala de control de un estudio de grabación y a la sala de grabación o sala de control. Se ha escogido estos recintos por facilidad de acceso y control de la experiencia ya que es importante que la sincronización entre las dos experiencias sea total, existiendo contacto visual entre los dos recintos. Para ajustar los niveles se procedió a la medida de aislamiento entre las dos salas utilizando como equipo emisor el propio equipo musical y como parámetros de aislamiento los obtenidos de la diferencia de nivel emisor menos nivel receptor corregido por el ruido de fondo. Nivel máximo en el local: 88 dB. Tabla 1: Comparativa entre salas fc 63 Hz 80 Hz 100 Hz 125 Hz 160 Hz 200 Hz 250 Hz 315 Hz 400 Hz 500 Hz 630 Hz 800 Hz 1.000 Hz 1.250 Hz 1.600 Hz 2.000 Hz 2.500 Hz 3.150 Hz 4.000 Hz 5.000 Hz

L1

L2

L RF

L'2

L1-L`2

62,5 71,2 84,6 88,6 80,2 76,8 83,2 85,1 86,9 87,4 84,8 82,6 84,1 82,3 81,6 80,8 79,9 81,8 80,3 79,0

40,7 48,8 48,1 43,9 33,5 31,7 29,9 24,8 27,1 23,8 25,7 22,3 17,0 10,3 13,4 20,8 17,8 12,8 9,5 9,2

15,3 17,7 17,8 16,7 16,0 9,4 5,7 8,3 9,9 4,3 4,9 5,5 5,0 4,0 5,2 5,0 6,3 6,7 7,0 7,6

40,7 48,8 48,1 43,9 33,5 31,7 29,9 24,8 27,1 23,8 25,7 22,3 17,0 9,1 12,7 20,8 17,8 11,6 8,2 7,9

21,8 22,4 36,5 44,7 46,7 45,1 53,3 60,3 59,8 63,6 59,1 60,3 67,1 73,2 68,9 60,0 62,1 70,2 72,1 71,1

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Figura 4: Aislamiento

Tabla 2: Comparativa entre salas fc 63-5000Hz

L1 93,5

L2 35,3

L RF 17,4

L'2 35,3

L1-L`2 58,3

7.1 Limitación Global Con los valores de aislamiento obtenidos se procede a los seteos del limitador ajustando el limitador funcionando como limitador de nivel en el local a un máximo en el interior de 88 dB(A). Lo que correspondería a un teórico de transmisión al local receptor de 30 dB(A). Como fuente de sonido se procede a la emisión de ruido rosa durante un periodo de 4 minutos, este periodo se divide en tres partes iguales en cada una de las cuales se varía el contenido espectral del ruido rosa original resultando tres periodos:

1. Se emite el ruido rosa original con el espectro “plano” 2. Se bajan los graves, resultando un ruido rosa con más contenido en frecuencias medias y agudas 3. Se procede a elevar en contenido en graves del sonido emitido

Figura 4: Espectros emitidos 1

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Resultanndo los tress espectros de d la figura de espectro os emitidos.. Durante esste tiempo se s toman muestraas de nivel de presión sonora cadda 20” en el e interior del d local em misor y en el local receptorr el nivel enn dB(A), dB B(C) y el esppectro de ru uido transmiitido. Los resuultados se muestran m a continuación c n en la tablaa: Tabla 3 Hora mueestra LAeq5" LCeq5" LAkeq5" LAeq5"(In nterior)

0:00 0:20

0:00:40

0 0:01:00

0:01:20

0:01:40

0:02:00

0:02:20

0:02:40

0:03:00

0:03:20

0:03:40

0:04:00

28 8,7 46 6,1 34 4,7 87 7,6

29,3 46,7 35,3 87,3

28,9 45,9 34,9 87,7

28,8 46,4 34,8 87,6

25,1 36,1 28,1 88,9

22,2 34,5 25,2 86,4

22,3 31,6 28,3 86,2

21,6 6 31,4 4 27,6 6 86,5 5

33,5 52 39,5 87,2

34,7 3 5 53,3 4 40,7 8 88,2

35,6 54,2 41,6 88,2

35,6 54,5 41,6 87,9

Se obseerva que: • Los L niveles emitidos enn el interiorr del local se mantienenn lo largo ddel tiempo dentro d de u margen de más mennos un dB. un • Que Q los nivveles trasm mitidos en dB(A), d se mantienen m en los 30ddB(A) programados mientras que q el ruiddo rosa tienne el contenido espeectral planoo, pero los niveles transmitidoos varían coon el especttro resultan ndo que lleggan a sobreepasar el vaalor en 5 dB(A). • Los L valoress del LAKeqq,5” son soobrepasados en todos loos casos, enn valores qu ue llegan a alcanzar 11 dB con respecto al valor proteegido de loss 30dB(A) corregidos, excepto cuando los valores em mitidos correesponden al ruido rosa con los gravves atenuad dos.

Figura 5:: Espectros inmitidos

Figgura 6: Niveeles interiorr y transmitiidos

1239


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7.2 Limitación espectral Con los valores de aislamiento obtenidos se procede a los seteos del limitador ajustando el limitador funcionando como limitador espectral con un nivel de protección en el local contiguo de 30dB(A) corregido con lo que el máximo en el local será variado por el limitador de forma que se consiga el objetivo de calidad marcado. Como fuente de sonido se procede a la emisión de ruido rosa durante un periodo de 4 minutos, este periodo se divide en tres partes iguales en cada una de las cuales se varía el contenido espectral del ruido rosa original resultando tres periodos: 1. Se emite el ruido rosa original con el espectro plano. 2. Se bajan los graves, resultando un ruido rosa con más contenido en frecuencias medias

y agudas. 3. Se procede a elevar en contenido en graves del sonido emitido. En la figura contigua se observan los tres espectros resultantes emitidos:

Figura 7: Espectros resultantes emitidos Durante este tiempo se toman muestras de nivel de presión sonora cada 20” en el interior del local emisor y en el local receptor el nivel en dB(A), dB(C) y el espectro de ruido transmitido. Los resultados se muestran a continuación en la tabla: Tabla 4 LAeq5" LCeq5" LAkeq5" LAeq5" (Interior)

25,7 42,2 31,7 83,8

25,7 41,9 31,7 83,5

25,8 42,2 31,7 83,6

26,5 43,4 31,7 83,9

25,1 42,4 31,7 85,8

27,9 40,9 31,7 89,3

1240

27,3 44,1 31,7 88,9

27,6 42,4 31,7 89,2

27,8 46,8 31,7 75,0

24 41,8 31,7 75,2

24,4 41,8 31,7 76,7

24,7 43,4 31,7 75,7


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Figuraa 8: Niveless en el interiior y transm mitidos

Figura 9: Espectros E trransmitidos • L Los niveless transmitiddos en dB(A A) corregid dos se manttienen constantes en 30dB(A), i independien ntemente deel espectro emitido e y deel nivel en el e local. • Los L niveles transmitidoos, en dB(A A) están en todo t momennto por debaajo de los 30 dB(A) • Los L espectrros transmitidos se manntienen práccticamente constantes c iindependien ntemente d espectroo emitido y el nivel en el local. del • Los L niveles en el local varían en función fu del espectro e em mitido, perm mitiendo el limitador a aprovechar al máximo las caracterrísticas físiccas del aislaamiento connseguido en el local.

8. CO ONCLUS SIONES La neceesidad inevvitable de cumplir c lass exigencias legales de d asegurarr que el Niivel de molestiaa en dB(A) corregidoss, hace que los limitado ores globalees y algunoos de los esp pectrales se vuelvvan ineficienntes. E la gráficca comparattiva, se ve que En q mientraas el Limitaador Espectrral (LE) maantiene a rajatablaa el LAKeqq,5” indepeendientemennte del espeectro emitiddo y del valor de nivel que va acondiccionando a las l necesidaades del aisllamiento. E el caso de la Limittación globaal (LG) la molestia En m varría con el espectro lleg gando en algunoss casos a soobrepasar enn 11 dB(A)) el valor de d proteccióón, lo que lle invalidarría como elementto de controol y no cum mpliría la misión m de prroteger la inmisión enn el local prrotegido, salvo quue realizáraamos un ajuuste de nivel en el locaal de 11 dB((A) por debbajo, es decir que el

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local quedase limitado, en el caso que hemos usado, a un valor de 77 dB(A) en vez de los 88 dB(A) originales, si queremos garantizar que no se va a superar el valor de protección.

Figura 10: Niveles emitidos y molestia producida

Otra particularidad a destacar es que los limitadores espectrales que mantienen el nivel mediante el uso de un espectro de protección de referencia, generalmente se usan NC de orden 10 a 15, también tienen el problema que independientemente del espectro son capaces de mantener el nivel en el local en dB(A) pero dependiendo del tipo de espectro emitido, el espectro recibido puede llegar a presentar, y de hecho lo va hacer, un nivel corregido por componentes de baja frecuencia de 3dB(A), por lo que si el ajuste se hace con respecto a una NC habrá que usar una de orden inferior a 3, respecto a la que teóricamente le correspondería.

REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS [1] B.O.E., núm. 292, pp. 17259 – 17271 (1961). [2] B.O.E., núm. 276, pp. 40494 – 40505 (2003). [3] REAL DECRETO 286/2006, sobre la protección de la salud y la seguridad de los trabajadores contra los riesgos relacionados con la exposición al ruido (2006). B.O.E., núm. 60 (2006). [4] B.O.E., núm. 301, pp. 41356 – 41363 (2005). [5] B.O.E., núm. 254, pp. 42952 – 42973 (2007). [6] Ley 5/2009, del Ruido de Castilla y León (BOCyL de 09-06-2009). [7] AENOR UNE-ISO 1996-2:2009. [8]http://elruido.com/ferias/coreses/documentos/Significado%20de%20la%20limitaci%C3%B3n%20e spectral.pdf

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Atenuación de los tonos acústicos de una cavidad abierta recubriendo sus paredes con paneles microperforados C. González, S. Ortiz, P. Cobo & F. Montero de Espinosa a

Instituto de Tecnologías Físicas y de la Información (ITEFI), Consejo Superior de Investigaciones Científicas (CSIC), Serrano 144, 28006 Madrid, España, cristobal.g.diaz@csic.es

RESUMEN: El ruido de cavidades abiertas es uno de los ruidos estructurales más importantes de un avión comercial en la fase de aproximación al aterrizaje. La interacción del flujo de aire con la cavidad abierta genera un ruido aeroacústico de alto nivel. Cuando el flujo turbulento de aire excita las resonancias acústicas de la cavidad, se originan, en el interior y alrededor de la misma, tonos intensos a frecuencias discretas, también conocidos como tonos de cavidad. La reducción de estos tonos de cavidad puede lograrse por medios pasivos, tales como el recubrimiento de las paredes con materiales absorbentes. Cuando no hay flujo de aire se pueden utilizar materiales porosos. Sin embargo, en presencia de flujo de aire, los paneles microperforados (MPP) son mas recomendados. En este trabajo, se utilizan unos MPPs recientemente desarrollados, y relativamente baratos, fabricados mediante técnicas de infiltración, para recubrir una cavidad abierta. Se presentan resultados experimentales de la reducción de los niveles en el interior, y en los alrededores, de una cavidad abierta recubierta con estos MPPs.

KEYWORDS: Tonos de cavidad, fuente puntual, paneles microperforados.

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1. INTRODUCCIÓN En un trabajo previo, Ortiz et al. [1] estimaban las resonancias acústicas de una cavidad abierta 3D mediante un método rápido y eficiente que modela la respuesta temporal en cualquier punto como la convolución de la forma de onda de la fuente con la respuesta impulsiva de la cavidad. La respuesta impulsiva se obtiene mediante la secuencia de impulsos, retardados y atenuados, de las fuentes real e imagen (método de las fuentes imagen, ISM). La transformación de la respuesta temporal al dominio de la frecuencia proporciona las Funciones de Respuesta en Frecuencia (FRF) en cada punto de la cavidad. Los picos de la FRF son identificados entonces como las frecuencias de resonancia de la cavidad abierta. El método ISM propuesto fue validado experimentalmente en una cavidad cúbica 3D con paredes de madera de 3 cm y dimensiones (W, L, D)=(53, 32, 38) cm. Como fuente, se usó un altavoz Sonavox Honeycomb de 4”, situado en el centro de la pared frontal. Como los picos de la respuesta en frecuencia del altavoz pueden ser malinterpretados como resonancias de la cavidad, se ecualizó su respuesta usando la técnica de filtrado inverso propuesta por Cobo et al. [2]. Aunque el método ISM asume una fuente puntual, el altavoz de 4” no puede ser considerado como una fuente pequeña en comparación con las dimensiones de la cavidad abierta. Por consiguiente, se decidió implementar una aproximación mejor a una fuente puntual, usando el diseño de cono inverso propuesto por Polack et al. [3]. Este diseño fue aplicado con éxito por Cobo et al. [4] para construir una fuente omnidireccional para la medida de la impedancia del suelo. Esta fuente, sin embargo, es grande y pesada, y no puede ser usada para la medida de las resonancias de una cavidad pequeña. Por tanto, se diseñó una fuente con el diseño de Polack, más apropiada para esta aplicación [5]. Se pueden atenuar las resonancias de una cavidad abierta mediante técnicas de control del ruido. Una de estas técnicas consiste en recubrir sus paredes interiores con material absorbente. Aunque los materiales porosos proporcionan una absorción de banda ancha, su usó está desaconsejado en presencia de flujo de aire. Ya que los tonos de las cavidades abiertas generalmente son excitados por un flujo de aire (tren de aterrizaje de aviones, cavidades que forman el alojamiento de los bogies en trenes, coches con techos solares), han de usarse materiales absorbentes alternativos. Los paneles microperforados (MPP) han sido reconocidos como los materiales absorbentes de nueva generación. Además, pueden ser usados en presencia de flujo de aire [6]. El principal inconveniente de los MPPs, su alto coste de fabricación, puede ser soslayado usando la técnica de infiltración propuesta recientemente por Cobo y Montero de Espinosa [7]. Esta técnica consiste en mezclar granos de sal común de tamaño y cantidad controlados con una resina epoxy comercial. Cuando la mezcla cura, se introduce en un tanque de agua, donde los granos de sal se disuelven, apareciendo perforaciones con la forma y tamaño de los granos de sal. El objetivo de este trabajo es ilustrar la atenuación de los tonos de una cavidad abierta cuando se recubren sus paredes con MPPs fabricados por infiltración, usando una de las fuentes puntuales desarrolladas en [5].

2. LA CAVIDAD ABIERTA Para un trabajo anterior se construyó una cavidad abierta con paneles de madera DM de 3 cm de espesor, de dimensiones (W, L, D)=(53, 32, 38) cm. En la parte superior abierta se insertó

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un bafle de madera para evitar que la radiación hacia atrás del altavoz alcance la cavidad, Figura 1. Esta misma cavidad será usada en este trabajo, con las siguientes modificaciones: • •

El altavoz inicial de 4” será sustituido por la fuente puntual descrita en la Sección 3. Las paredes interiores serán recubiertas con los MPPs descritos en la Sección 4.

Las FRFs entre la fuente puntual y un micrófono que se mueve a través de la cavidad serán medidas mediante el procedimiento explicado en la Sección 5.

Figura 1: La cavidad abierta 3D

3. LA FUENTE PUNTUAL Polack et al. [3] propusieron un diseño original de fuente puntual/omnidireccional basado en la aproximación de fuente pequeña. Según esta aproximación, una fuente que radia a través de una abertura pequeña constituye una implementación razonable de una fuente puntual. El diseño de Polack consiste en un altavoz montado en una cavidad cilíndrica que excita una abertura pequeña a través de un cono invertido. El funcionamiento de una fuente tal depende de los siguientes parámetros: • • • •

El volumen de la cavidad. La longitud del cono. Los diámetros pequeño y grande del cono invertido Los parámetros Thiele-Small del altavoz.

Se ha usado un modelo electroacústico convencional del altavoz acoplado a una línea de transmisión que describe el cono invertido para predecir el funcionamiento de esta fuente.

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A partir del resultado de este modelo, se decidió construir una fuente puntual con una cavidad de 1.5 litros, un cono invertido con una apertura de 7.5 mm y una longitud de 200 mm. La Figura 2 muestra la fuente puntual resultante.

Figura 2: La Fuente puntual, antes (izquierda) y después (derecha) de insertar el cono con la apertura pequeña

Figura 3: Forma de onda de la fuente puntual, antes (a) y después (b) de aplicar el filtrado inverso

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Un efecto negativo de radiar a través de un cono invertido es que se producen fuertes resonancias como consecuencia de la vibración de la columna de aire en dicho cono. Afortunadamente, estos picos de la respuesta en frecuencias de la fuente puntual se pueden ecualizar mediante filtrado inverso [2, 4]. El diseño del filtro inverso requiere la medida previa de la respuesta en frecuencia anecoica de la fuente. Se ha diseñado un filtro de fase mínima y amplitud coseno con parámetros (g, f1, f2, C)=(0.04, 100 Hz, 8 kHz, 0.05), siendo g el exponente de la función coseno, (f1, f2) las frecuencias inferior y superior de la respuesta del filtro, y C la constante de regularización [2]. La Figura 3 muestra la forma de onda de la fuente puntual antes y después de aplicar el filtrado inverso. El acortamiento drástico de la forma de onda es claramente visible en la Figura 3b. El efecto ecualizador del filtro se aprecia mejor en la respuesta en frecuencias de la fuente puntual, Figura 4.

Figura 4: Respuesta en frecuencias de la fuente puntual, antes y después de aplicar el filtrado inverso 4. LOS MPPs Se han propuesto varios modelos para el diseño de los MPPs. El trabajo de Maa [8, 9] modelaba la impedancia de entrada del MPP incluyendo tres términos: el de las perforaciones, el de los bordes, y el de la cavidad de aire. Atalla y Sgard [10] propusieron el modelo de fluido equivalente para caracterizar la impedancia de entrada de un MPP como =

1+

/

1+

1247

"#$%&'( ,

(1)


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donde (d,t,φ,D) son el diámetro de las perforaciones, el espesor del panel, el porcentaje de perforación, y la profundidad de la cavidad de aire, respectivamente, µ, ρ0 y Z0 son la viscosidad, densidad e impedancia característica del aire, respectivamente, k=ω/c es el numero de onda, = 1+

)*

,

(2)

es la tortuosidad geométrica +, = 0.48√23 41 − 1.14567 ,

(3)

es el exceso de masa vibrante en los extremos de las perforaciones, r=d/2, y 8=

9

,

:

(4)

es la resistividad al flujo. Los modelos de Maa y fluido equivalente proporcionan valores similares de impedancia de entrada de un MPP. Uno de los inconvenientes principales de un MPP es su alto coste de fabricación. Cobo y Montero de Espinosa [7] propusieron una técnica de infiltración para fabricar MPPs más baratos. El procedimiento se simplifica si d=t. Los MPPs fabricados por infiltración tienen perforaciones irregulares distribuidas desigualmente en el panel. Cobo y Montero demostraron que se puede usar el modelo fluido equivalente para predecir el funcionamiento de estos MPPs siempre que se modifiquen ligeramente los parámetros constitutivos. Concretamente, se puede seguir usando el modelo fluido equivalente para la impedancia de entrada de estos MPPs siempre que se usen las ecuaciones siguientes para la resistividad al flujo y la tortuosidad geométrica 8=;

=;

9

:

1+

, )*

(5)

.

(6)

donde sσ y sα∞ son dos parámetros de ajuste. Se usó el modelo fluido equivalente modificado para diseñar dos MPPs que absorban en la banda entre 700 y 2000 Hz. Los MPPs propuestos tienen los parámetros resumidos en la Tabla 1. La Figura 5 muestra las curvas de absorción en incidencia normal para ambos MPPs con D=2 cm y (sσ, sα∞)=(1.4, 0.7). El MPP1 tiene una banda de absorción mitad de (670, 1310) Hz, centrada en 920 Hz. El MPP2 absorbe en la banda de frecuencias de (728, 1623) Hz, centrada en 1073 Hz.

MPP MPP1 MPP2

Tabla 1: Parámetros de los MPPs propuestos d (mm) t (mm) 0.55 0.55 0.4 0.4

φ (%) 0.50 0.52

Se fabricaron varias muestras de los absorbentes MPP1 y MPP2. A continuación, se recubrieron las paredes interiores de la cavidad abierta con los MPPs fabricados, Figura 6.

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Figura 5: Coeficientes de absorción en incidencia normal para los dos MPPs con D=2 cm, y (sσ,sα∞)=(1.4,0.7)

5. RESULTADOS EXPERIMENTALES El sistema de medida proporciona la respuesta temporal entre la fuente puntual fija y un micrófono B&K 4939-A moviéndose a través de la cavidad. Las medidas se realizaron con un Instrumento Virtual de diseño propio, que usa una tarjeta de adquisición NI DAQ PCI-MIO16E, y se basa en la técnica MLS. Ya que el micrófono tiene una respuesta plana, y la respuesta del altavoz ha sido ecualizada por filtrado inverso, la respuesta temporal medida es esencialmente la de la cavidad. La transformada de Fourier de esta respuesta temporal proporciona entonces la Función de Respuesta en Frecuencia (FRF) de la cavidad. Asumiendo un sistema de coordenadas cartesianas con origen en el centro de la cavidad, la fuente puntual está en (xs, ys, zs)=(-0.195, -0.16, 0.1). Las Figuras 7-9 muestran las FRFs en tres puntos de medida. En el primer punto, Figura 7, la máxima reducción (unos 30 dB) se consigue a 2300 Hz. Por debajo de 700 Hz y por encima de 3400 Hz, algunos picos se atenúan y otros se refuerzan. La atenuación de los picos de la FRF en el segundo punto, Figura 8, es menor, ya que también los tonos tienen niveles más bajos. No obstante, los picos se atenúan en hasta 15 dB a frecuencias entre 1600 y 2100 Hz. Nótese que también se obtiene una atenuación significativa entre 4000 y 4300 Hz. Las amplitudes de los picos en el punto fuera de la cavidad, Figura 9, son inferiores a las de los picos en los puntos dentro de la cavidad. En este punto, el recubrimiento con MPPs proporciona reducciones menores que 10 dB entre 700 y 4500 Hz.

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Figura 6: La cavidad abierta con las paredes interiores recubiertas de MPPs

Figura 7: FRF, con y sin recubrimiento con MPPs, en el punto interior a la cavidad con coordenadas (0.035, 0.11, 0.14).

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Figura 8: FRF, con y sin recubrimiento con MPPs, en el punto interior a la cavidad con coordenadas (0.185, -0.04, 0.14).

Figura 9: FRF, con y sin recubrimiento con MPPs, en el punto exterior a la cavidad con coordenadas (0.085, 0.21, 0.24).

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6. RESUMEN Y CONCLUSIONES En este trabajo se ha analizado experimentalmente el efecto del recubrimiento de las paredes interiores de una cavidad abierta con MPPs en el campo acústico dentro y encima de la cavidad. Se ha usado una cavidad de paredes de 3 cm de madera DM construida previamente, cambiando el altavoz original de 4” por una fuente puntual. Como material absorbente, se han usado unos MPPs construidos mediante una técnica de infiltración. Los MPPs se han diseñado para proporcionar absorción en la banda desde 800 hasta 2000 Hz. Se han determinado experimentalmente las frecuencias de los tonos midiendo la respuesta impulsiva entre la fuente puntual y un micrófono moviéndose dentro y fuera de la cavidad. La FFT de las respuestas impulsivas proporciona las FRF en cada punto. Los picos de estas FRFs identifican las frecuencias de los tonos de la cavidad. El efecto del recubrimiento de las paredes con MPPs ha sido la atenuación de los tonos de cavidad en la banda de frecuencias de absorción de los MPPs.

6. AGRADECIMENTOS Uno de los autores (C. González) agradece el apoyo financiero de la Unión Europea a través del Proyecto PIEF-GA- 2011-301287.

REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS [1] Ortiz, S., Le Plenier, C. & Cobo, P. Efficient modelling and experimental validation of acoustic resonances in thre-dimensional rectangular open cavities.” Appl. Acoust., 74, 949-957 (2013). [2] Cobo, P., Fernández, A. & Cuesta, M. Measuring short impulse responses with inverse filtered máximum-length sequences. Appl. Acoust., 68, 820-830 (2007). [3] Polack, J.D., Chistensen L.S. & Juhl, P.M. An innovative design for omnidirectional sound sources. Acta Acustica uw ACUSTICA, 87, 505-512 (2001). [4] Cobo, P., Ortiz, S., Ibarra, D. & De la Colina, C. Point source equalised by inverse filtering for measuring ground impedance. Appl. Acoust., 74, 561-565 (2013). [5] Ortiz, S., Kolbrek, B., Cobo, P., González, L. & De la Colina, C. Point source loudspeaker design: Advances on the inverse horn approach. J. Audio Eng. Soc., 62, 345-354 (2014). [6] Cobo, P., Ruiz, H. & Alvarez, J. Double-layer microperforated panel/porous absorber as liner for anechoic closing of the test section in wind tunnels. Acta Acustica uw ACUSTICA, 96, 914-922 (2010). [7] Cobo, P. & Montero de Espinosa, F. Proposal of cheap microperforated panel absorbers manufactured by infiltration. Appl. Acoust., 74, 1069-1075 (2013). [8] Maa, D.Y. Microperforated-panel wideband absorbers. Noise Control Eng. J., 29, 77-84 (1987). [9] Maa, D.Y. Potential of microperforated panel absorber. J. Acoust. Soc. Am., 104, 2861-2866 (1998). [10] Atalla, N. & Sgard, J.F. Modeling of perforated plates and screens using rigid frame porous models. J. Sound Vib. 303, 195-208 (2007).

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Interpretación de las propiedades efectivas de metamateriales acústicos R. Venegasa,b, A. S. Elliottb , O. Umnovab, & A. D. Boardmanc a

Carbon Air Ltd., The Innovation Forum, 51 Frederick Road, M6 6FP, Salford, UK, r.venegas@carbonair.eu b Acoustics Research Centre, University of Salford, M5 4WT, Salford, UK. c Joule Physics Laboratory, University of Salford, M5 4WT , Salford, UK.

RESUMEN: Metamateriales acústicos son materiales fabricados artificialmente, los cuales están diseñados con el fin de controlar, direccionar y manipular ondas sonoras. Estos materiales están adquiriendo bastante popularidad debido a que presentan propiedades acústicas que no son comúnmente observadas en materiales convencionales. Entre éstas, se encuentran el índice de refracción negativo y propiedades efectivas negativas. En este trabajo, tres tipos de metamateriales acústicos son presentados. Estos corresponden a: metamateriales acústicos tipo membrana, absortores sonoros de índice gradual y arreglos de resonadores incrustados en una matriz de material poroso. Especial énfasis se le dá al cálculo de las propiedades efectivas de estos metamateriales y a la interpretación física de dichas propiedades.

KEYWORDS: Metamateriales, propiedades efectivas, materiales de índice gradual, resonadores, absorptores.

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1. INTRODUCCION Los metamateriales acústicos y sus propiedades efectivas están caracterizados mayormente por la estructura de ellos en vez de su composición. El origen del estudio de éste tipo de materiales se traza en los trabajos de Veselago [1] sobre electromagnetismo. La similitud formal entre los problemas de electromagnetismo y acústicos ha inspirado a un creciente número de investigadores a trasladar ideas desde dicho campo a acústica. Aplicaciones de metamateriales acústicos incluyen “ocultamiento” (cloaking) [2], diodos acústicos [3], y materiales para aislación [4][5] y absorción acústica [6], entre otras. Estas aplicaciones han explotado mayormente las características de las propiedades efectivas de los metamateriales. Entre estas se encuentran la densidad dinámica y/o módulo de compresibilidad negativos. En este trabajo la atención es puesta en la interpretación de las propiedades efectivas de tres tipos de metamateriales acústicos. El primer tipo investigado es un metamaterial acústico tipo membrana [4][5][7]. Este tipo de materiales se componen de arreglos de membranas elásticas bajo tensión que poseen una masa elástica adherida a la superficie y un marco que las soporta (ver Figura 1a). Estos han demostrado proveer un significativo aumento en pérdida de transmisión sonora (TL) comparado con los valores determinados por la ley de masa [4][5] [7] . El segundo tipo corresponde a un absortor sonoro de índice gradual [8][9][10]. Este material puede considerarse como una analogía acústica de un absortor de ondas electromagneticas denominado “hoyo negro” óptico [11]. El metamaterial acústico estudiado posee dos elementos característicos. El primero es un clásico absorptor sonoro, cuya impedancia acústica es compleja y dependiente de la frecuencia, el cual es montado sobre una superficie perfectamente rígida. El segundo, denominado capa adaptadora, es un metamaterial que se compone de múltiples capas y que es montado sobre el absortor clásico. La impedancia de dichas capas es adaptada gradualmente hasta coincidir con aquella del absorptor. Utilizando esta estrategia, la eficiencia del absortor puede ser mejorada [9][10]. El tercer tipo corresponde un arreglo de resonadores de Helmholtz incrustados en una matriz de material poroso. Por ejemplo, resonadores de anillos partidos (split-ring) incrustados en una matriz porosa han sido estudiados en [12]. Estos autores asumieron que el material poroso posee un esqueleto rígido y que puede ser modelado como un fluido equivalente [13][14]. El material fue montado sobre una superficie perfectamente rígida, el resonador fue completamente llenado con el mismo material poroso utilizado para la matriz, y las paredes del resonador fueron asumidas como perfectamente rígidas. El modelo se basa en la resolución de un problema de scattering y considera la orientación del resonador y la contribución al largo efectivo del cuello del resonador causado por la interacción entre éste y la superficie rígida en la cual la matriz es montada. Estos autores también resolvieron el problema numéricamente y compararon las predicciones con mediciones. El modelo numérico reprodujo las mediciones con mayor precisión que el analítico. La principal conclusión fue que la apropiada selección de los parámetros del resonador y la matriz porosa pueden permitir obtener un aumento significativo en la absorción sonora del metamaterial [12]. El presente trabajo difiere de [12] en la geometría de los resonadores y en que éste no está relleno con material poroso. Por otra parte, Boutin [15] ha demostrado rigurosamente, utilizando el método de homogenización por expansión asimptótica de múltiples escalas, que un material compuesto de un arreglo de resonadores incrustados en una matriz porosa posee una interesante “co-dinámica” en la cual la propagación de ondas sonoras en la matriz porosa se encuentra en un régimen quasi-estático mientras que es dinámica en el resonador. Boutin [15] también demostró que el módulo de compresibilidad de estos materiales puede tomar valores negativos en frecuencias cercanas a la frecuencia de resonancia de los resonadores.

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2. TEORIA 2.1 Metamateriales acústicos tipo membrana Un esquema de la geometría de un metamaterial acústico tipo membrana es mostrado en Figura 1a. Dos tipos de análisis se realizaron: análisis modal y análisis armónico. El análisis modal se realizó “in-vacuo” utilizando las geometrías mostradas en Figuras 1b y 1d. El análisis armónico para el panel infinito se realizó utilizando la geometría mostrada en Figura 1c. La geometría para el análisis armónico del meta-átomo es mostrada en Figura 1e. Esta geometría imita el montaje experimental (Figura 1e) utilizado para medir el coeficiente de transmisión sonora. El método experimental utilizado corresponde a una implementación virtual del método de 4 micrófonos y dos terminaciones [16]. Membrane edge

rs rm

0.5d s Mass edge

(a)

(b)

(c)

(d)

(e)

Figura 1: Geometría de un metamaterial acústico tipo membrana (a). Geometría del panel infinito/meta-átomo utilizada para el análisis modal (b/d) y armónico (c/e). El marco y la masa adherida a las membranas se modelaron como sólidos elásticos e isotrópicos. Sus desplazamientos dinámicos fueron modelados utilizando una ecuación de balance de equilibrio (segunda ley de Newton), una relación constitutiva entre el tensor de deformaciones y el tensor de tensiones (ley de Duhammel-Hooke’s), y una expresión cinemática que relaciona el desplazamiento con el tensor de deformación. La formulación utilizada considera no-linealidad de tipo geométrica. Esto implica que en la ecuación de balance fueron utilizados el tensor de deformación de Green-Lagrange y el segundo tensor de tensiones de Piola-Kirchhoff. Como consecuencia se obtiene que la formulación permite desplazamientos considerables pero es limitada a pequeñas o moderadas deformaciones. La membrana está bajo tensión y fue modelada como un sólido elástico e isotrópico en estado plano de tensiones incluyendo no-linealidad de tipo geométrica. La tensión de la membrana fue introducida a través de una tensión bi-axial inicial. El acoplamiento entre la membrana y el marco y la masa fue realizado a través de la igualación de los desplazamientos en los contornos que comparten. En el análisis armónico, el campo sonoro en el fluido fue acoplado a la formulación ya descrita prescribiendo un carga de presión e imponiendo continuidad de aceleración normal en las superficies que comparten el fluido y la membrana, la masa y el marco. Para el análisis armónico del panel infinito, la condicion de campo libre fue implementada utilizando condiciones de capa perfectamente adaptadas (PMLs, ver bloques superior e inferior en Figura 1c). Condiciones periódicas de Floquet fueron utilizadas tanto en los contornos externos del marco como en los del fluido. Además, un campo de presion de fondo (background pressure field) fue utilizado para excitar el metamaterial. En el análisis modal del panel infinito, condiciones periódicas de Floquet fueron aplicadas a sólo los contornos externos del marco. Para el análisis armónico del meta-átomo, los contornos del marco fueron fijados. Además, una condición de radiación de onda plana con campo de presión incidente fue utilizada en la entrada del tubo de impedancia virtual. En su salida, dos condiciones fueron requeridas para el cálculo del coeficiente de transmisión. Una de ellas corresponde a una condición de radiación mientras que la otra consideró la salida del tubo

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como perfectamente rígida. Las paredes del tubo de impedancia virtual fueron asumidas como perfectamente rígidas y los bordes de la membrana fueron fijados para el análisis modal. El cálculo de las propiedades efectivas del metamaterial se inspiró en los resultados publicados en [17] para un arreglo periódico de placas (análogo a las membranas) adheridas a un grilla de soporte (análogo a la masa adherida y al marco). En [17] se asume que el metamaterial se puede interpretar como un panel “limp” infinito cuya densidad de masa dinámica es calculada invirtiendo una expresión para el coeficiente de transmisión sonora. 2.2 Absortores sonoros de índice gradual En [11] fue demostrado que, independiente del ángulo de incidencia, las ondas electromagnéticas pueden ser absorbidas totalmente utilizando un dispositivo cilíndrico o esférico compuesto por un material absortor en el núcleo rodeado por un material con constante dieléctrica que varía con la distancia hacia el centro del material. Una capa que captura la radiación incidente, independiente del ángulo de incidencia, y guía las ondas hacia el núcleo del material debe poseer una constante dieléctrica que varía de la forma 1/r^n, donde n es un numero entero positivo mayor o igual a 2. El propósito es obtener una perfecta adaptación de las impedancias en las interfaces entre la capa adaptadora y el material absortor del núcleo y entre el fluido del exterior y la capa adaptadora de tal forma de que las reflexiones sean minizadas. Cabe señalar que este denominado "hoyo negro" electromagnético es efectivo para ondas cuya longitud de onda es más pequeña que su radio. El análogo acústico de este material [9][10] también hace uso de una capa adapatadora, la cual es un material con múltiples capas cuyos parámetros y propiedades varían con la distancia. En este trabajo esta capa se realizó utilizando arreglos de cilindros cuyos radios y fracción volumétrica o porosidad varían hacia el centro del material. Para el núcleo, un material poroso convencional (lana mineral) fue utilizado. A pesar de las similitudes entre el absortor electromagnetico y el acústico, hay diferencias que son necesarias recalcar. Primero, la variación radial de dos parámetros efectivos de las capas que componen la capa adaptadora debe ser considerada (en vez de solo 1 parámetro en el caso electromagnético). Por otra parte, es conocido que los análogos acústicos de la constante dieléctrica y la permeabilidad magnética son la densidad y el módulo de compresibilidad respectivamente. En este trabajo tanto la densidad como el módulo de compresibilidad de los materiales que componen la capa adaptadora dependen fuertemente de la fración volumetrica y el radio de los cilindros. Por lo tanto, las variaciones radiales de la densidad son acompañadas de variaciones en el módulo de compresibilidad. Segundo, la densidad y el módulo de compresibilidad del material poroso utilizado como núcleo poseen una dependencia en frecuencia, la cual trae como consecuencia una dependencia en frecuencia de su impedancia característica y número de onda [9][10]. La fraccción volumétrica, el radio de los cilindros y el grosor de la capa adaptadora fueron calculados utilizando un modelo 2D semi-analítico (ver [10]). Dicho modelo considera que el número de onda de la capa adaptadora es inversamente proporcional al cuadrado de la componente radial de la distancia (n=2). Las propiedades efectivas del núcleo absortor fueron modeladas utilizando un modelo de fluido equivalente [13][14][10]. Figuras 2a-b muestran la geometría 2D del absortor sonoro de índice gradual. El montaje experimental utilizado para medir sus propiedades acústicas es mostrado en Figura 2c. Tanto el modelo 2D como uno 3D que incluye las placas que soportan el metamaterial fueron resueltos utilizando el método de los elementos finitos [9][10]. Cabe señalar que las expresiones del modelo semi-analítico son estrictamente válidas para una geometría cilíndrica. Sin embargo, se hizo uso de este modelo para determinar la densidad y el módulo de compresibilidad de la capa adapatadora y el núcleo absortor en una geometría planar como la mostrada en Figura 2d. Las propiedades

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efectivas se calcularon asumiendo que el metamaterial completo, es decir la capa adaptadora y el núcleo absortor, se puede modelar como un fluido equivalente. Para esto se utilizó un modelo 2D axi-simétrico y un método virtual de 3 micrófonos [18] en combinación con el método de 2 cavidades [19].

(a)

(d)

(c)

(b)

Figura 2: CAD (a) y modelo (b) de la geometría de un absortor de índice gradual (aireazul,capa adapatadora y núcleo absortor - gris, PML - verde). Montaje experimental (c) y geometría uitilizada para estimar las propiedades efectivas del metamaterial (d). 2.3 Arreglos de resonadores incrustados en una matriz de material poroso La Figura 3a muestra un diagrama de un arreglo de resonadores incrustados en una matriz de material poroso. En este trabajo el problema se resuelve numéricamente utilizando el método de los elementos finitos en una celula elemental (2D axi-simétrica) como la mostrada en Figura 3b. La matriz porosa y el cuello del resonador son modelados como un fluido equivalente [13][14]. De esta forma, las pérdidas asociadas a la propagación sonora en el cuello del resonador han sido consideradas. La propagación sonora en la cavidad del resonador se asume adiabática y las paredes del resonador perfectamente rígidas. Las propiedades acústicas efectivas han sido medidas virtualmente utilizando un método de 3 micrófonos [18].

(a)

(b)

Figura 3: Geometría de un arreglo de resonadores incrustados en una matriz porosa (a) y geometría utilizada para el cálculo de las propiedades efectivas (b).

3. RESULTADOS Y DISCUSION 3.1 Metamateriales acústicos tipo membrana Figura 4a.1 muestra la influencia del peso de la masa adherida sobre la pérdida de transmisión sonora TL del metamaterial. En ambos casos la membrana se tensionó colocando una masa de 30 kg sobre ella para luego estirarla de manera similar a como se afinan los tambores de una batería. El marco y la masa son de acero ( E  200 GPa;   7850 kg/m^3;   0.33 ). El espesor y el radio de la masa son 3 mm. El espesor del marco es 1 cm y el radio 5 cm o (o su dimensión lateral es 8.86 cm). La membrana es de polieterimida (PEI, E  6.9 GPa;   1200 kg/m^3;   0.36 ) y su espesor y radio son 76 μm y 2.5 cm respectivamente. Una

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excelente correlación entre las predicciones y las mediciones se obtuvieron en ambos casos. El análisis modal permitió intepretar los mínimos de TL observados. Estos ocurren a las frecuencias de resonancia del sistema membrana-masa. En el primer modo de vibración la membrana y la masa vibran al unisono (Figura 4.a2) mientras que en el segundo modo el movimiento de la masa es prácticamente nulo y la transmisión del sonido se debe casi exclusivamente a la vibración de la membrana (Figura 4.a3). Los peaks de pérdida de transmisión sonora coinciden con un desplazamiento espacial promedio casi nulo del sistema membrana-masa. Alternativamente, estos se pueden explicar debido al hecho de que entre dos frecuencias de resonancias existe una anti-resonancia. Figura 4b.1 muestra el TL para un panel inifnito (ver Figura 1c) y un meta-átomo (ver Figura 1e). También es mostrado el TL para las mismas configuraciones pero sin la pequeña masa adherida. Comparando las configuraciones con y sin masa adherida, se puede concluir que el primer peak de TL del panel infinito está asociado a la contribución del marco, mientras que el segundo a la de la pequeña masa adherida. El TL en bajas frecuencias para el meta-átomo se debe a las condiciones de contorno fijas del marco. Tanto para el meta-átomo como para el panel infinito se observa el mismo minimo en TL a 200 Hz. Este está asociado a un desplazamiento de la masa y la membrana mucho mayor que aquel del marco (entre 3 y 6 ordenes de magnitud), como se muestra en Figuras 4.b2-3 donde el desplazamiento de los tres componentes del metamaterial son graficados. Una interpretación similar se puede dar al segundo mínimo de TL. 70

Peso=1*680 mg Peso=3*680 mg

60

Meta-atomo Panel infinito Meta-atomo (s/masa) Panel infinito (s/masa)

60

50

50 TL [dB]

TL [dB]

40 30 20

40 30 20

10

10

0

(a.3)

(a.2) 10

2

0 3

10

10

2

10

3

Frecuencia [Hz]

Frecuencia [Hz]

(b.1)

(a.1)

2

2

10

10

0

0

Desplazamiento [ m]

Desplazamiento [ m]

10

-2

10

-4

10

-6

10

-8

10

10

3

Frecuencia [Hz]

(a.3) - f = 1402.1 Hz

-2

10

-4

10

-6

2

10

(a.2) - f = 200.9 Hz

10

(b.2) - meta-átomo

10

2

10

10

3

Frecuencia [Hz]

(b.3) - panel infinito

Figura 4: Influencia del peso de la masa sobre TL [mediciones - líneas discontinuas, predicciones - circulos] (a.1). Primer (a.2) y segundo (a.3) modo de vibración del sistema membrana-masa. TL del meta-átomo y panel infinito con o sin la pequeña masa adherida (b.1). Valor absoluto del desplazamiento espacial promedio del marco (azul), membrana (negro) y masa (rojo) del meta-átomo (b.2) y panel infinito (b.3). Figura 5 muestra la parte real de la densidad de masa dinámica del metamaterial normalizada a su densidad superficial. Para el caso del meta-átomo (con y sin masa adherida) se observa que este parámetro es negativo en bajas frecuencias. Esto se explica debido a que el metamaterial es dominado por rigidez en este rango de frecuencias, lo cual es a su vez

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causado por las condiciones de contorno fijas del marco. El comportamiento del panel infinito y del meta-átomo es significativamente diferente en frecuencias alrededor de los peaks de TL. En estos, la densidad de masa dinámica toma valores negativos. La transición es, sin embargo, determinada por las resonancias del material. Por ejemplo, a partir de la primera resonancia del sistema membrana-masa (ver Figura 4a.2) se observa un cambio de signo de la masa dinámica efectiva del material. La intepretación fisica de la densidad de masa dinamica negativa es que la fuerza promediada espacialmente y la aceleración se encuentran en fase opuesta, lo cual no se encuentra comunmente en materiales homogéneos. 8

8 Meta-atomo Panel infinito

4

4

2

2

0

-2

-4

-4

-6

-6

10

(a)

0

-2

-8

2

Meta-atomo (sin masa) Panel infinito (sin masa)

6

Re(ms*)

Re(ms*)

6

-8

3

10

10

Frecuencia [Hz]

(b)

2

3

10 Frecuencia [Hz]

Figura 5: Parte real de la densidad de masa dinámica efectiva del metamaterial acústico tipo membrana normalizada a su densidad superficial. 3.2 Absortores sonoros de índice gradual

La Figura 6a muestra la distribución polar de la presión normalizada medida (física y virtualmente) sobre la superficie del absorptor de índice gradual. La normalización se ha realizado con respecto al micrófono localizado al frente de la fuente sonora (ver el gráfico insertado en Figura 6a). Los valores de los parámetros de la geometría pueden ser encontrados en [10]. Se observa que ambos modelos numéricos (2D y 3D) proveen predicciones satisfactorias. El coeficiente de absorción sonoro del metamaterial y el del núcleo absortor (lana mineral) sin la capa adaptadora se muestra en la Figura 6b. Dos espesores de la capa de lana mineral fueron considerados. Estos corresponden al espesor del núcleo absortor (d=10 cm) y el otro al espesor total del metamaterial (d=21.58 cm). Se observa que el coeficiente de absorción aumenta significativamente al hacer uso de la capa adaptadora. De hecho, su uso resulta ser más eficiente que simplemente aumentar el espesor de la lana mineral. La densidad    / 0 y el módulo de compresibilidad K   / P0 normalizados del metamaterial y de la lana mineral se muestran en la Figura 7. La parte real de    del metamaterial toma valores negativos en bajas frecuencias. La interpretación es similar a la dada en sección 3.1. Su parte imaginaria se comporta de manera convencional. Por otra parte, es conocido que la parte real de K   / P0 en un material poroso varía desde su valor isotérmico (inverso de la porosidad: Re K (  0) / P0   1 /  ) en bajas frecuencias al adiabático ( Re K (  ) / P0    /  ) en altas frecuencias. Por lo tanto, Re K (  0) / P0   1 ya que   1 . Un material que presenta Re K ( ) / P0   1 posee una compliancia acústica efectiva mucho mayor a aquella de un material convencional. Por otra parte, la parte imaginaria de K   está relacionada a la disipación de energía sonora. Se aprecia que la absorción sonora se maximisa cuando esta cantidad lo hace (ver Figuras 6b y 7b a partir de

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1

1

Medicion 2D 3D

Coeficiente de absorcion

Presion asboluta normalizada

600 Hz). La combinación de las características de ambas propiedades efectivas resultan en una impedancia característica del metamaterial comparable a aquella del fluido exterior. Esto aumenta la penetración efectiva de las ondas sonoras al minimizar las reflexiones, lo cual a su vez permite obtener una mayor atenuación sonora. Es necesario recalcar que el interpretar el absortor de indice gradual, el cual en estricto rigor es un material multi-capa, como un material poroso (o fluido termo-viscoso) con propiedades equivalentes es probablemente un error metodológico ya que ciertas condiciones de los modelos para materiales porosos no son del todo cumplidas. Estas serán discutidas en mayor detalle en la presentación de este trabajo.

0.8 0.6 0.4 0.2 0 -1

-0.5

(a)

0 0.5 Angulo normalizado /

0.8

0.6

0.4

0.2

0

1

Lana mineral - d=10cm Lana mineral - d=21.58cm Absortor de indice gradual - d=21.58cm

200

(b)

400 600 Frecuencia [Hz]

800

1000

Figura 6: (a) Distribución angular de la presión absoluta normalizada sobre la superficie del memtamaterial y distribución espacial 2D de la parte real de la presión para f=300Hz. (b) Coeficiente de absorción sonora (la data en circulos fue calculada utilizando las propiedades efectivas mostradas en Figura 7). 4

1.4

3

1.2 1

1

0.8

0

K()/P0

-10 -20

0

-30 Im(()/0)

Re(()/0)

2

-1

-40 -50

-2

0.2

-80 -90

-3 -4

0.4

-60 -70

(a)

0.6

200

400 600 Frecuencia [Hz]

800

0

1000

Lana mineral Absortor de indice gradual

200

400 600 Frecuencia [Hz]

800

-0.2 -0.4

1000

(b)

200

400 600 Frecuencia [Hz]

800

1000

Figura 7: Densidad normalizada (a) y modulo de compresibilidad normalizado(b) del núcleo absortor (líneas azules) y del absortor de índice gradual (líneas rojas). Parte real - líneas continuas. Parte imaginaria - líneas discontinuas. 3.3 Arreglos de resonadores incrustados en una matriz de material poroso

La Figura 8a muestra el coeficiente de absorción sonora para arreglos de resonadores incrustados en una matriz porosa para diferentes valores del radio del cuello del resonador comparado con aquel de la matriz porosa. El resonador produce máximos y mínimos locales de absorción sonora alrededor de su frecuencia de resonancia. Cuando ésta es mucho más pequeña que el primer peak de absorción de la matriz porosa se produce un aumento del coeficiente de absorción del metamaterial. Sin embargo, su frecuencia es cercana a dicho

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peak, el resonador produce una disminución del coeficiente de absorción significativa seguido de un aumento dramático de éste para frecuencias mas altas. Los máximos/mínimos a las frecuencias en las cuales la razón entre las partes reales/imaginarias de la impedancia del metamaterial y de la matriz porosa son iguales a la unidad (ver Figura 8b). Las Figuras 8c-d muestran la densidad y el módulo de compresibilidad del metamaterial. Tanto la parte real como la imaginaria de ambas son afectadas por el resonador. De forma similar a lo discutido en sección 3.2, pero en un rango de frecuencia mas acotado, el aumento de la compliancia acústica efectiva debido a la disminución local de la parte real del modulo de compresibilidad y el aumento en su parte imaginaria son responsables directos del aumento de absorción sonora alrededor de la frecuencia de resonancia del resonador. Cabe recalcar que la divergencia total del módulo de compresibilidad alrededor de esta frecuencia no es observada debido a la regularización del problema obtenido por medio de la introducción de perdidas en el cuello del resonador. Re(Zco)/Re(Zma)

0.8

0.6

2 1.5 1 0.5

0.4

2 Im(Zco)/Im(Zma)

Coeficiente de absorcion

1

rh=2mm

0.2

rh=4mm rh=8mm Matriz

0

200

400

(a)

1 0 -1

600 800 1000 1200 1400 1600 Frecuencia [Hz]

200

400

600 800 1000 1200 1400 1600 Frecuencia [Hz]

200

400

600 800 1000 1200 1400 1600 Frecuencia [Hz]

(b)

1.6 1.4

5

1.2 0

0.8

()/0

K()/P0

1

0.6

-5

0.4 0.2

-10

0 -0.2 200

(c)

400

600 800 1000 1200 1400 1600 Frecuencia [Hz]

-15

(d)

Figura 8: (a) Coeficiente de absorción sonora para diferentes valores del radio del cuello del resonador. (b) Razón entre las partes reales (arriba) / imaginarias (abajo) de las impedancias características del metamaterial y de la matriz porosa. (c) Módulo de compresibilidad normalizado. (d) Densidad dinámica normalizada.

4. CONCLUSIONES En este trabajo tres tipos de metamateriales acústicos han sido investigados. Estos corresponden a un metamaterial acústico tipo membrana, un absortor de índice gradual, y un arreglo de resonadores incrustados en una matriz porosa. Se ha mostrado que sus parámetros efectivos pueden tomar valores inusuales en un cierto rango de frecuencia. La causa de esto es normalmente relacionada con resonancias internas de los elementos que componen el metamaterial. Esto es observable en el caso del metamaterial acustico tipo membrana y en el

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arreglo de resonadores incrustados en una matriz porosa para el cual las pérdidas en el cuello del resonador regularizan la divergencia de las propiedades. En el caso del absortor de índice gradual, las propiedades inusuales se deben al arreglo de los componentes en vez de a resonancias. Los metamateriales acústicos poseen propiedades acústicas interesantes y permiten manipular ondas sonoras. Sin embargo, la interpretación de sus propiedades efectivas debe ser realizada de manera cautelosa y basada en desarrollos rigurosos como, por ejemplo, el presentado en [15].

5. AGRADECIMENTOS Partes de este trabajo han sido financiadas por Defence Science and Technology Laboratory (Dstl) (UK) bajo los contratos DSTLX1000063985 y DSTLX1000064980.

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Estudio de la Absorción Sonora y la Rigidez de Espumas de Poliuretano Recicladas R. del Reya, J. Albaa , J.P. Arenasb & V. J. Sanchísa a

Universitat Politècnica de València,Centro de Tecnologías Físicas: Acústica, Materiales y Astrofísica, C/Paraninf, 1, 46730 Grao de Gandia, Valencia, España. roderey@doctor.upv.es b Instituto de Acústica, Universidad Austral de Chile, Casilla 567, Valdivia, Chile, jparenas@uach.cl

RESUMEN: El desarrollo de nuevos materiales acústicos con diferentes procedimientos de reciclado o reutilización es actualmente un tema en auge. Para poder catalogar a priori si el comportamiento del nuevo material tiene propiedades como material absorbente acústico, es conveniente conocer los valores de la resistencia al flujo y de absorción sonora. También son parámetros a tener en cuenta la rigidez dinámica aparente y la resistencia al flujo si además se pretende su uso en soluciones de suelos flotantes y similares que pretendan la reducción de niveles de ruido de impacto y vibraciones. Existen por lo tanto, tres magnitudes a estudiar y determinar según este punto de vista: resistencia al flujo, absorción sonora y rigidez dinámica. Existen procedimientos normalizados, muy detallados, para la obtención de cada uno de estos parámetros. En este trabajo, se analizan con detalle las propiedades de absorción sonora y propiedades antivibratorias de una familia de espumas de poliuretano recicladas. Para ello se realiza un gran número de ensayos de muestras, de espesores y densidades distintas, y se evalúa además de los parámetros anteriormente citados, el valor del factor de pérdidas, relacionado directamente con la caída energética en los ensayos de rigidez dinámica. KEYWORDS: Absorción, Rigidez dinámica, Espumas Recicladas, Factor de Pérdidas.

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1. INTRODUCCIÓN Uno de los problemas latentes en la sociedad actual es la contaminación acústica y, con ello, el derecho de los seres humanos a un descanso libre de cualquier ruido indeseado. Junto a éste, la necesaria predisposición del ser humano por la protección del medio ambiente, son dos factores que pueden ir unidos y que ayudan a la mejora de la calidad de vida humana y del planeta. La aparición de soluciones acústicas para la edificación hace posible una mejor calidad de vida reduciendo las consecuencias que provoca la contaminación acústica. El Documento Básico de Protección contra el Ruido (DB-HR) del Código Técnico de la Edificación (CTE) de Septiembre de 2009 [1], plantea el uso de una amplia variedad de soluciones constructivas, tanto a nivel de materiales a utilizar como en disposición de montaje, para aumentar el aislamiento acústico a ruido aéreo y reducir el índice de vibraciones. Cada edificio de nueva construcción debe obtener un certificado de apertura en su administración para poder ser habitable. Para obtener este certificado se deben cumplir muchos requisitos de fontanería, electricidad, comprobación de elementos constructivos, etc. y entre ellos, se deben cumplir unos límites de aislamiento acústico tanto a ruido aéreo como ruido de impacto o vibraciones. Estas inquietudes nos han llevado a la situación de hoy en día, donde es muy común y empieza a ser casi indispensable, la colocación de una lámina flotante como solución constructiva para reducir los niveles de ruido de impacto, vibraciones y la transmisión del ruido a través de flancos. Así, es necesario utilizar materiales absorbentes del sonido para solucionar problemas de ruido aéreo y además el uso de materiales elásticos como recubrimiento de pavimentos o para formar parte de un suelo flotante. Al mismo tiempo, y volviendo al compromiso con el ecosistema, se ha convertido en una necesidad poder reutilizar desechos de diferentes ámbitos dándole de nuevo una vida útil. En este trabajo se estudia la posibilidad de utilizar diferentes espumas recicladas de poliuretano como materiales para soluciones acústicas, tanto como materiales absorbentes del sonido (ruido aéreo), como materiales con propiedades elásticas (ruido de impacto y vibraciones). Las espumas recicladas que se presentan en este trabajo son materiales porosos, y como veremos, presentan propiedades de materiales absorbentes. Desde ese punto de vista, este tipo de espumas recicladas ya han sido estudiadas con detalle [2]. En este trabajo [2] se modela el comportamiento acústico de espumas recicladas conociendo su coeficiente de absorción en incidencia normal, y basándose en el modelo para materiales porosos de Voronina [3]. En la figura 1 se muestran imágenes de algunas de las espumas recicladas estudiadas en este trabajo, figura 1 a) escala microscópica, figura 1b) muestras preparadas para realizar algunos test que se expondrán en este trabajo.

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Figura 1: Ejemplos de espumas recicladas, imagen de microscópio e imagen de muestras preparadas para test de incidencia normal. Para presentar estas espumas como materiales para soluciones a ruido aéreo y a ruido de impacto o vibraciones, se muestran en este trabajo valores del coeficiente de absorción en incidencia normal [4-5], valores de la absorción sonora en campo difuso [6-7], valores de la rigidez dinámica [8] y una estimación del factor de pérdidas de una familia de espumas recicladas de 80 kg/m3 de densidad y 40, 60 o 80 mm de espesor, o 150 kg/m3 de densidad y 20 o 40 mm de espesor.

2. MATERIALES Y ENSAYOS ACÚSTICOS 2.1 Espumas Recicladas Caracterizadas En la tabla 1 se enumeran las espumas recicladas que se han caracterizado acústicamente en este trabajo. Se especifica el referenciado de las mismas, la densidad y el espesor que presentan. Tabla 1. Referenciado, densidad (kg/m3) y espesor (mm) de las espumas recicladas. Densidad (kg/m3) Espesor (mm) 80-40 80 40 80-60 80 60 80-80 80 80 150-20 150 20 150-40 150 40 2.2 Ensayos de Caracterización Acústica Se han realizado ensayos del coeficiente de absorción en incidencia normal estandarizados. El procedimiento seguido se describe en la norma UNE-EN ISO 105341:2002 [4] o su análoga americana ASTM C384-04 [5], donde es necesario la propagación a través de un tubo de impedancia de ondas planas y el registro simultáneo de la señal acústica a través de dos micrófonos. En la figura 2 se muestra el dispositivo de medida.

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Figura 2: Dispositivo de medida en tubo de impedancia del coeficiente de absorción en incidencia normal. También se han realizado mediciones del coeficiente de absorción en incidencia aleatoria en la cámara reverberante de la Escuela Politécnica Superior de Gandia de la Universitat Politècnica de València, siguiendo el procedimiento estandarizado que se describe en UNEEN ISO 354-2004 [6] o su análoga ASTM C423-09 a [7]. A partir de estas normas se permite obtener la absorción sonora conociendo el tiempo de reverberación en cámara reverberante con y sin muestra. En la figura 3 se muestra algún detalle de este ensayo.

Figura 3: Ensayo en cámara reverberante de la Escuela Politécnica Superior de Gandía. Para conocer las propiedades elásticas de las espumas, se ha calculado el valor de la rigidez dinámica aparente. En la Norma UNE EN 29052-1:1994 [8] se describe el procedimiento para conocer este parámetro. Este procedimiento se basa en un método de resonancia en el que se mide la frecuencia de resonancia de la vibración vertical fundamental de un sistema masa-muelle, siendo el muelle una muestra del material a estudio y la masa una placa de carga. Las masa de la placa de carga está limitada entre 7.5 y 8.5 kg según [8]. Para realizar el estudio que se muestra en éste trabajo se han considerado masas por encima y por debajo de las estandarizadas, con el fin de estudiar con detalle las propiedades elásticas, y ajustarnos a la edificación real, donde la masa del mortero sobre el suelo flotante será mayor que el que se estima en la normativa. En la figura 4 se muestra una imagen de ensayo de rigidez dinámica, así como una frecuencia de resonancia registrada.

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Figura 4: Ensayo de rigidez dinámica aparente y máximo del espectro (fresonancia) A partir del ancho de banda de estas resonancias se puede obtener el factor de pérdidas mediante la expresión 1 [9]:     1  ∆f  η =  f 2 n  10 20  − 1     

(1)

Donde n son los “dB” de caída a partir de la frecuencia central, ∆f son las frecuencias a las cuales se produce la caída energética y f es la frecuencia central de resonancia.

3. RESULTADOS Se muestran a continuación los resultados que se han obtenido para las espumas que aparecen en la tabla 1 y se han descrito en el apartado anterior. En la figura 5 se muestran los valores del coeficiente de absorción en incidencia normal en función de la frecuencia. En la figura 5 a) se muestran estos valores para espumas de 80 kg/m3 de densidad, en la figura 5 b) se muestran los valores para las espumas de 150 kg/m3 de densidad. En la figura 6 se muestran los valores del coeficiente de absorción en incidencia aleatoria o campo difuso. En la figura 6 a) se pueden observar los valores de las espumas 80-40, 80-60 y 80-80, y en la figura 6 b) se pueden observar los valores para las espumas 150-20 y 150-40.

5000

4000

3150

2500

2000

1600

1250

800

1000

630

500

400

315

250

200

80-80

1,00 0,90 0,80 0,70 0,60 0,50 0,40 0,30 0,20 0,10 0,00

150-20 150-40

125 160 200 250 315 400 500 630 800 1000 1250 1600 2000 2500 3150 4000 5000

80-60

Alpha

Coeficiente de absorción en incidencia normal

80-40

160

1,00 0,90 0,80 0,70 0,60 0,50 0,40 0,30 0,20 0,10 0,00

125

Alpha

Coeficiente de absorción en incidencia normal

Figura 5 a) Figura 5 b) Figura 5: Coeficiente de absorción en incidencia normal de las espumas recicladas estudiadas: a) espumas 80-40, 80-60 y 80-89, b) espumas 150-20 y 150-40.

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150-20

6300

5000

4000

3150

2500

2000

1600

800

1250

630

1000

500

400

315

250

200

160

150-40

125

6300

5000

4000

3150

2500

2000

1600

1250

800

1000

630

500

400

315

250

200

160

125

80-80

1,2 1,1 1,0 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0,0

100

80-60

Alpha

Coeficiente de Absorción en Campo Difuso

80-40

100

Alpha

Coeficiente de Absorción en Campo Difuso 1,2 1,1 1,0 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0,0

Figura 6 a) Figura 6 b) Figura 6: Coeficiente de absorción en campo difuso de las espumas recicladas estudiadas: a) espumas 80-40, 80-60 y 80-89, b) espumas 150-20 y 150-40. En la taba 2 se presentan los valores de rigidez dinámica aparente, s’t (MN/m3) y del factor de pérdidas (η) de 4 de las espumas recicladas: 80-40, 80-60, 150-20 y 150-40. Para obtener el valor de la rigidez dinámica, se han realizado alrededor de 200 mediciones para cada uno de los materiales: 3 muestras por material*5 placas de carga distintas*3 puntas de impacto distintas (goma, acero y plástico)* 2 equipos distintos de registro de la aceleración* 3 ensayos de cada configuración. En la tabla se presenta el valor estadístico que se obtiene de todos los ensayos de la rigidez dinámica, los valores que aparecen entre paréntesis son los errores asociados a estas medidas estadísticas. También se presenta en la tabla el valor estandarizado [8]. Para obtener el factor de pérdidas que aparece en la última columna de la tabla 2, se estudia la evolución del mismo en función de la caída energética en el seno del material, para cada placa y cada punta de impacto, se toma el promedio de las ordenadas en origen de las rectas de regresión con mayor coeficiente de correlación de cada placa. En la figura 7 se muestra algún ejemplo para la espuma 80-60. Tabla 2: Valores de rigidez dinámica aparente en (MN/m3) estadístico y estandarizado. Valores del factor de pérdidas (η).

80-40 80-60 150-20 150-40

Factor de Pérdidas S’t (MN/m3) S’t (MN/m3) Valor estadístico Valor Estandarizado (η) 1.59 (0.05) 2 0.112 2.68 (0.06) 3 0.119 13.17 (0.93) 13 0.149 10.10 (0.30) 10 0.126

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Factor de pérdidas "Placa 13"

0,70

Valor del factor de pérdidas ᶯ

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0,60 0,50

y = 0,0722x + 0,1328 R² = 0,9967 y = 0,0767x + 0,1898 R² = 0,9903 y = 0,0702x + 0,1526 R² = 0,9932

0,40 0,30 0,20

Acero Goma plástico

0,10 0,00

0

1

2

3

4

5

6

dB de caída

Factor de pérdidas "Placa 9"

Valor del factor de pérdidas ᶯ

0,60 0,50

y = 0,0706x + 0,1199 R² = 0,9988

0,40

y = 0,075x + 0,1655 R² = 0,9954 y = 0,0774x + 0,1447 R² = 0,9959

0,30 0,20 0,10 0,00

0

1

2

3

4

5

Acero Goma plástico

6

dB de caída

Factor de pérdidas "Placa 8" Valor del factor de pérdidas ᶯ

0,60 0,50 0,40

y = 0,0738x + 0,1205 R² = 0,9953

Acero

0,30

y = 0,0728x + 0,1459 R² = 0,9925

Goma

0,20

y = 0,0713x + 0,1163 R² = 0,9954

plástico

0,10 0,00

0

1

2

3

4

5

6

dB de caída

Figura 7: Evolución del factor de pérdidas para 3 placas de carga distintos (mplaca13= 6763 g, mplaca9=7539 g, mplaca8=8120 g). Ejemplo para la espuma 80-60.

4. CONCLUSIONES Se describen en este trabajo los ensayos necesarios para poder caracterizar unas espumas recicladas desde el punto de vista del aislamiento a ruido aéreo y del aislamiento a vibraciones. Los ensayos de absorción sonora, tanto del coeficiente de absorción en incidencia normal como del coeficiente de absorción en campo difuso, evidencian que estas espumas recicladas porosas, se comportan como materiales absorbentes acústicos. Además, presentan valores de los coeficientes cercanos al máximo no solamente a alta frecuencia, sino también en frecuencias medias.

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Desde el punto de vista de describir estas espumas como materiales con propiedades elásticas, y por lo tanto poderlas utilizar como materiales para el aislamiento a vibraciones, ha sido necesario realizar un número elevado de ensayos. La normativa vigente en la actualidad fue descrita en los años 90 pensando en los materiales que formaban parte o podían formar parte de suelos flotantes por sus propiedades elásticas. Estos materiales han evolucionado, y ahora el abanico de posibilidades es mucho mayor. La evaluación de los valores del factor de pérdidas, nos muestra, la estabilidad de los resultados. Las espumas recicladas han quedado descritas desde el punto de vista de la absorción sonora así como también de la rigidez dinámica con los resultados que se muestran en este trabajo. Aun así, se debe seguir caracterizando e investigando este tipo de materiales. Es necesario conocer la resistencia al flujo, y poder relacionar todas las variables que aquí se han mostrado, con otros parámetros intrínsecos de las espumas, como por ejemplo, la porosidad.

5. AGRADECIMENTOS En este trabajo se presentan resultados del proyecto BIA2013-41537-R (BIAEFIREMAT “Desarrollo de nuevos eco-materiales y soluciones constructivas sostenibles para edificación basado en el uso de residuos y materias primas renovables”) que está financiado por el Ministerio de Economía y Competitividad de España y cofinanciado con fondos FEDER., dentro del Programa Estatal I+D+I orientada a los Retos de la Sociedad 2013.

REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS [1] Real Decreto 1371/2007, del 19 de Octubre por el que se aprueba el “Documento Básico de Protección frente al ruido” del Código Técnico de la edificación. [2] del Rey, R., Alba, J., Arenas J.P, & Sanchís V.J. An empirical modelling of porous sound absorbing materials made of recycled foam. Applied Acoustics, 73, 604-609 (2012). [3] Voronina N. An empirical model for elastic porous materials. Appl. Acoustc, 55, 67-83 (1998). [4] UNE-EN ISO 10534-2:2002. Acústica. Determinación del coeficiente de absorción acústica y de la impedancia acústica en tubos de impedancia. Parte 2: Método de la función de transferencia. (ISO 10534-2:1998). [5] ASTM E1050 - 10 Standard Test Method for Impedance and Absorption of Acoustical Materials Using A Tube, Two Microphones and A Digital Frequency Analysis System. [6] UNE-EN ISO 354:2004 Acústica. Medición de la absorción acústica en una cámara reverberante. (ISO 354:2003). [7] ASTM C423 - 09a Standard Test Method for Sound Absorption and Sound Absorption Coefficients by the Reverberation Room Method. [8] UNE EN 29052-1:1992. Acústica. Determinación de la rigidez dinámica. Parte 1: Materiales utilizados bajo suelos flotantes en viviendas. [9] Cremer, L., Heckel, H., Ungar, E. Structure Borne Sound. Springer−Verlag, Berlin (1988).

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Medida de Absorción en Cámara Reverberante con Muestras de Referencia R. del Reya, J. Albaa , J.P. Arenasb & L. Bertóa a

Universitat Politècnica de València,Centro de Tecnologías Físicas: Acústica, Materiales y Astrofísica, C/Paraninf, 1, 46730 Grao de Gandia, Valencia, España. roderey@doctor.upv.es b Instituto de Acústica, Universidad Austral de Chile, Casilla 567, Valdivia, Chile, jparenas@uach.cl

RESUMEN: La medida de la absorción sonora en campo difuso, o en cámara reverberante, se obtiene a partir del proceso normalizado que se detalla en la norma UNE-EN ISO 354:2004. Este procedimiento se basa en la medida del Tiempo de Reverberación en una cámara reverberante, con y sin muestra. Gracias a estos valores, a la ecuación de Sabine, y al área de absorción equivalente es posible conocer el coeficiente de absorción sonora del material. El área de la muestra sometida a ensayo viene determinada en función del volumen de la cámara, pero suele ser necesario disponer de una superficie entre 10 y 12 m2. En muchas ocasiones no es posible disponer de esa cantidad de muestra para realizar un ensayo, sobre todo en el caso del desarrollo y fabricación de nuevos materiales como materiales absorbentes de sonido, donde se debe estudiar cualquier cambio en el comportamiento acústico al introducir o cambiar alguna variable en la elaboración del material. En este trabajo, siguiendo la filosofía de algunos ensayos normalizados donde se permite o incluso recomienda el uso de muestras de referencia, se estudia la influencia en la determinación de la absorción sonora, al utilizar referencias de control. Para ello se ha realizado un gran número de ensayos en cámara reverberante, con distintas combinaciones de áreas entre muestra ensayo/muestra referencia. Se evalúa con detalle los errores asociados en cada caso.

KEYWORDS: Absorción, Sabine, Cámara Reverberante, Método Indirecto, Muestra de Referencia.

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1. MÉTODO INDIRECTO DE ABSORCIÓN SONORA EN CAMPO DIFUSO El coeficiente de absorción en incidencia aleatoria, o campo difuso, αst, se puede obtener mediante el procedimiento descrito en la norma europea UNE-EN ISO 354-2004 [1] o en la norma americana ASTM C423-09a [2] donde se obtiene por un proceso de medida del tiempo de reverberación, con y sin muestra, en cámara reverberante. Por tanto, si se pretende utilizar el procedimiento normalizado, se requiere una cámara reverberante normalizada, además de una superficie de muestra, que en caso general suele ser de entre 10 y 12 m2. En este sentido es importante tener en cuenta que la difusión de la cámara deber ser la adecuada para que los datos ensayados sean realmente bajo incidencia difusa. Las citadas normas relatan métodos de mejora de la difusividad en cámara reverberante. La cámara reverberante normalizada de la que se dispone en la Escuela Politécnica Superior de Gandía, tiene una superficie total de 236 m2 y un volumen de 238 m3. Según estos valores, y las especificaciones del procedimiento normalizado, la muestra debe tener un área entre 10 y 12 m2, en el caso que el volumen de la cámara sea mayor de 200 m3, nuestro caso particular, el límite superior debe incrementarse en un factor que se especifica en la expresión (1):  V     200 

2

3

(1)

Así, la superficie de ensayo en el caso particular de la cámara reverberante de la Escuela Politécnica Superior de Gandía, debe estar comprendida entre 10 y 13.5 m2, aproximadamente. Pero en muchas ocasiones, la disponibilidad de superficie de muestra no llega a estas dimensiones requeridas para realizar el ensayo en condiciones normalizadas. Muchos de los estudios de absorción que se realizan con esta cámara reverberante son de materiales en vías de desarrollo, materiales en fase de investigación; composites o materiales que provienen del reciclado o fibras naturales, dónde la composición de los mismos influye en las características acústicas, y por lo tanto, es necesario realizar un número elevado de ensayos hasta encontrar la composición adecuada para cada solución acústica. Es en este sentido es necesario poder testear la absorción acústica en incidencia aleatoria de un gran número de muestras con distintos tipos de fibras, distintos porcentajes de reciclado o distintos tipos de resinas, sin necesidad de tener fabricados 10-14 m2 de superficie, hasta encontrar la composición adecuada y entonces sí, fabricar la cantidad necesaria y corroborar el test estandarizado. Se muestra en este trabajo un procedimiento de medida de la absorción sonora en incidencia aleatoria de forma indirecta, en cámara reverberante, y utilizando muestras de referencia cuya absorción es totalmente conocida. Este procedimiento permite conocer el valor de la absorción mediante la medida del Tiempo de Reverberación y utilizando la ecuación de Sabine (ecuación 3), de superficies por debajo de los 10-12 m2. La absorción de estas muestras de referencia debe ser conocida con detalle, y las expresiones que permiten este cálculo se describen a continuación: (2)

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(3) (4) (5)

Donde Aensayo es el área de absorción equivalente del elemento que se somete a ensayo, la superficie que se encuentra dentro de la cámara reverberante, y que está formada por la referencia y por la muestra problema. Areferencia es el área de absorción equivalente de la referencia, y que debemos conocer con detalle, y Amuestra es el área de absorción equivalente de la muestra objeto del ensayo, la muestra problema. Se pueden observar algunos detalles de algún ensayo en la figura 1.

Figura 1: Disposición de la muestra de ensayo como suma de “muestra” y “referencia” en algunos de los ensayos en cámara reverberante.

En las expresiones (3) y (4) los subíndices 1 y 2 se refieren a la situación de cámara reverberante vacía y cámara reverberante con muestra de ensayo, respectivamente. Para poder describir el área de absorción equivalente como en (4) hemos supuesto que las condiciones climáticas se mantienen constantes durante todo el ensayo. En esta misma expresión V es el volumen (m3) de la cámara reverberante, c (m/s) la velocidad de propagación del sonido en el aire, y T (s) el tiempo de reverberación medido según [1 y 2]. El error cometido en la estimación de la absorción sonora utilizando este método indirecto de muestras de referencia, será menor, cuanto menor sea la superficie de referencia utilizada en el ensayo, y mayor la superficie de muestra, como es lógico. La expresión del error asociado a la absorción de la muestra se detalla en las expresiones de (6) a (8). Para determinar el error asociado a la absorción mediante el método indirecto que se presenta en este trabajo, es necesario determinar el error asociado a la medida estandarizada de la muestra de referencia, ∆αref:

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(6)

Es necesario determinar el error asociado a la medida de la muestra ensayo, la combinación referencia + muestra, la superficie total:

(7) De esta forma, se calcula el error como el error indirecto a partir de la expresión (2):

(8)

1.1 Muestras Referencia y Muestras Control Se han realizado 12 ensayos con 2 tipos distintos de referencia; una lana mineral (R1) con valores altos de absorción y un poliéster reciclado (R2) con valores medios de absorción. La lana mineral es de 40mm de espesor y 30 kg/m3 de densidad. La absorción de esta lana es totalmente conocida ya que se utilizó en estudios previos para la calibración de la difusión de la cámara reverberante [3]. La lana de poliéster está elaborada a partir de reciclado de PET, presenta un espesor también de 40 mm y una densidad de 10 kg/m3 de densidad. Detalles de la absorción de esta lana reciclada se pueden encontrar en anteriores trabajos [4]. Se ha evaluado la influencia de distintos tipos de muestra; con absorciones cercanas/lejanas a la referencia y con distintos porcentajes de superficie: 1/2 muestra+1/2 referencia, 1/3 muestra+2/3 referencia o 1/4 muestra + 3/4 referencia. Las muestras utilizadas como muestras control para desarrollar este procedimiento indirecto han sido un reciclado del textil (C1) de 40mm de espesor y 40 kg/m3 de densidad y un poliéster (C2) de 30mm de espesor y 13 kg/m3 de densidad. En la figura 2 se muestran los valores de la absorción estandarizados para R1, R2, C1 y C2. Se muestra que C1 presenta valores de absorción cercanos a R1 y C2 presenta valores de absorción cercanos a R2.

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Figura 2: Absorción sonora en cámara reverberante según [1] y [2] de las muestras de referencia R1 y R2, y de las muestras control C1 y C2.

2. RESULTADOS Para estudiar la dependencia de este procedimiento indirecto de cálculo de la absorción con el grado de absorción de la muestra problema, la de referencia, y la relación entre ambas, se estudian las absorciones indirectas y errores asociados de las siguientes configuraciones. Las superficies totales de ensayo son de 10 m2 para los ensayos con la muestra control C2 o 10.8 m2 para los ensayos con la muestra control C1. Las combinaciones ensayadas son las siguientes: 1) 5.4m2 C1 y 5.4 m2 R1: 1/2 +1/2 2) 3.6 m2 C1 y 7.2 m2 R1 : 1/3+2/3 3) 2.7 m2 C1 y 8.1 m2 R1: 1/4+3/4 4) 5.4m2 C1 y 5.4 m2 R2: 1/2 +1/2 5) 3.6 m2 C1 y 7.2 m2 R2 : 1/3+2/3 6) 2.7 m2 C1 y 8.1 m2 R2: 1/4+3/4 7) 5.4m2 C2 y 5.4 m2 R1: 1/2 +1/2 8) 3.6 m2 C2 y 7.2 m2 R1 : 1/3+2/3 9) 2.7 m2 C2 y 8.1 m2 R1: 1/4+3/4 10) 5.4m2 C2 y 5.4 m2 R2: 1/2 +1/2 11) 3.6 m2 C2 y 7.2 m2 R2: 1/3+2/3 12) 2.7 m2 C2 y 8.1 m2 R2: 1/4+3/4. Se muestra a continuación la evolución de la absorción sonora de las 2 muestras control en combinación con las 2 muestras referencia y distintos porcentajes de combinación; figura 3: Absorción sonora de la muestra control C1 con la referencia R1, figura 4: Absorción sonora de la muestra control C1 con la muestra referencia R2, figura 5: Absorción sonora de la muestra control C2 con la muestra referencia R1 y por último, figura 6: Absorción sonora de la muestra control C2 con la muestra referencia R2.

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Figura 3: Absorción sonora en cámara reverberante de la muestra de control C1, método indirecto, con la muestra de referencia R1. Evolución de la relación de superficies.

Figura 4: Absorción sonora en cámara reverberante de la muestra de control C1, método indirecto, con la muestra de referencia R2. Evolución de la relación de superficies.

Figura 5: Absorción sonora en cámara reverberante de la muestra de control C2, método indirecto, con la muestra de referencia R1. Evolución de la relación de superficies.

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Figura 6: Absorción sonora en cámara reverberante de la muestra de control C2, método indirecto, con la muestra de referencia R2. Evolución de la relación de superficies. Se comparan en las siguientes figuras los errores (%) asociados a cada una de las mediciones indirectas representadas en las figuras anteriores.

Figura 7a: Combinaciones C1+R1

Figura 7b: Combinaciones C1+R2

Figura 7: Errores asociado a cada una de las absorciones indirectas. Se compara con el error asociado a la medida estandarizada. El eje de las ordenadas representa el error en %.

Figura 8a: Combinaciones C2+R1

Figura 8b: Combinaciones C2+R2

Figura 8: Errores asociado a cada una de las absorciones indirectas. Se compara con el error asociado a la medida estandarizada. El eje de las ordenadas representa el error en %.

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3. CONCLUSIONES Se presenta en este trabajo un método indirecto para conocer el coeficiente de absorción en campo difuso, cuando no se dispone de la superficie de muestra estandarizada (10-12 m2 aprox.) y utilizando muestras de referencia. Las desviaciones asociadas a la estimación de la absorción mediante este método dependen de la superficie de muestra de la que se disponga, como es lógico, así como también de las desviaciones asociadas al ensayo estandarizado de la muestra de referencia. Por lo tanto, es necesario conocer muy bien la absorción de las muestras de referencia que se decidan elegir. Para ilustrar este trabajo se han escogido dos muestras de referencia y dos muestras control. Como combinaciones posibles en superficie se ha elegido 1/2, 1/3 y 1/4 de muestra control, completando hasta los 10 m2 de ensayo con superficies de referencia. Las figuras de la 3 a la 6 muestran que cuanto menor sea la superficie de referencia más nos acercamos a estimar el coeficiente de absorción en campo difuso. Los valores que se observan para las combinaciones de 1/2 +1/2 son valores muy cercanos a los valores estandarizados. Se observa que con la muestra control de menor absorción (C2) las desviaciones son menores. Este efecto se puede corroborar en la figura 8 a), donde se representa el error asociado a la medida indirecta en % de la combinación C2+R2 con los distintos porcentajes de combinación. En este caso tanto C2 como R2 presentan valores de la absorción bajos, y próximos entre ellos. Aunque los resultados muestran que este método indirecto para conocer el coeficiente de absorción en cámara reverberante proporciona valores bastante cercanos a los valores estandarizados, al menos, para los materiales absorbentes que se han escogido, se debe seguir trabajando para poder ampliar el campo de aplicación. Una propuesta de línea futura, es el estudio con perforados, así como es estudio de la influencia en la distribución en la combinación de superficies.

4. AGRADECIMENTOS This project is co-funded by the Eco-innovation Initiative of the European Union”. Proyecto Europeo ECO-INNOVATION - WOOL4BUILD ECO/13/630249 – WOOL4BUILD “IMPROVED ISOLATION MATERIAL FOR ECO-BUILDING BASED ON NATURAL WOOL”.

This publication has been produced with the assistance of the European Union. The contents of this publication are the sole responsibility of the authors and can in no way be taken to reflect the views of the European Union”.

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REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS [1] UNE-EN ISO 354:2004 Acústica. Medición de la absorción acústica en una cámara reverberante. (ISO 354:2003). [2] ASTM C423 - 09a Standard Test Method for Sound Absorption and Sound Absorption Coefficients by the Reverberation Room Method. [3] Hernández F. Trabajo Final de Máster. Mejora de la difusión acústica de la cámara reverberante del Campus de Gandía de la Universidad Politécnica de Valencia. Escuela Politécnica Superior de Gandía, septiembre 2012. [4] del Rey, R., Alba, J., Ramis, J., Sanchís, V.J. Nuevos Materiales absorbentes acústicos obtenidos a partir de restos de botellas de plástico. Materiales de Construcción, 61 (304), 547-558 (2011).

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Estudio De Nuevos Materiales Composites Para Soluciones Ligeras de Aislamiento Acústico J. Albaa, R. del Reya, J. M. Gadeaª, J. Seguraª & E. Juliઠa

Universitat Politècnica de València, Centro de Tecnologías Físicas: Acústica, Materiales y Astrofísica, C/Paranimf, 1, 46730 Grao de Gandia, Valencia, España. jesalba@fis.upv.es

RESUMEN: La investigación sobre nuevos materiales composites que puedan tener aplicaciones acústicas cada vez adquiere más importancia. Los materiales composites son materiales comúnmente sintéticos que se han mezclado heterogéneamente y que forman un compuesto formado normalmente por dos tipos de materiales: de cohesión y de refuerzo. Su combinación puede mejorar las propiedades mecánicas de las materias primas originales, pudiendo conseguir estructuras ligeras y resistentes, que podrían utilizarse en la edificación de diferentes formas. Además, estas propiedades mecánicas pueden ser cambiantes en función del ángulo de incidencia y/o modificables en función del porcentaje de refuerzo respecto a la matriz de cohesión. En este trabajo preliminar se estudian las posibilidades de diferentes tipos de composites, para uso como soluciones ligeras en aislamiento acústico a ruido aéreo, abordando también casos con propiedades mecánicas dependientes del ángulo y la influencia de los porcentajes de refuerzo.

KEYWORDS: Composites, aislamiento acústico, módulo elástico, ecomaterial .

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1. INTRODUCCION En la actualidad, el aislamiento acústico es uno de los problemas todavía en vigor en la edificación actual. Las fuentes de ruido, que se encuentran tanto dentro como fuera de los edificios, generan altos niveles de ruido y son cada vez más numerosas (electrodomésticos, sistemas de reproducción de sonido, el tráfico, etc.). En el caso concreto de España, con la publicación del Documento Básico de protección frente al ruido del Código Técnico de Edificación español [1], las exigencias para la protección de los ciudadanos han aumentado. Esto ha creado la necesidad de buscar nuevos materiales compuestos que cumplen con los nuevos códigos de construcción acústicas requeridas. Durante las dos últimas décadas la investigación y avances en la explotación y aplicación de fibras naturales como refuerzo de plásticos en los composites ha ido aumentando de forma notoria [2]. Algunas de las ventajas que presentan las fibras naturales frente las fibras sintéticas son: renovables y no abrasivas, más económicas, abundantes en la naturaleza y de fácil y no contaminante preparación durante la manipulación de las mismas. En este trabajo se muestran resultados de dos tipos de composites elaborados. El primero elaborado a partir de una matriz de polipropileno y fibras de refuerzo de pulpa de madera mecánica. La pulpa de madera mecánica (MP) utilizada en este trabajo consiste en una pasta de madera triturada. Detalles de esta pulpa mecánica se pueden encontrar en [3]. El composite está elaborado con fibras de refuerzo de ésta pasta mecánica. La influencia del porcentaje (%) de refuerzo respecto a algunas propiedades acústicas ya ha sido estudiada en [4]. Al final la muestra fabricada tiene un aspecto homogéneo, en la figura 1 se muestran imágenes de este tipo de composites. El segundo tipo de composite está fabricado tomando como matriz un tejido 3D de poliéster y reforzándolo con fibras de lino. Este segundo tipo presenta la particularidad de tener propiedades mecánicas dependientes de la dirección de la que se corte la muestra, dadas por la configuración del tejido matriz. En este caso pueden verse incluso cambios visuales en función de la dirección e incluso de la cara del composite. En el presente trabajo se evalúa la influencia del aislamiento de estos composites y su dependencia también con el ángulo de incidencia.

Figura 1: Imágenes del composite tipo 1 a diferente escala. Se puede observar el seno del material con las imágenes de microscópio.

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2. ENSAYOS MECÁNICOS En primer lugar se ha realizado la medida experimental del comportamiento elástico del composite. Se obtiene el módulo de elasticidad de los composites mediante la relación entre la tensión y la deformación. La relación experimental entre la tensión y la deformación se obtiene de acuerdo a las normas [5][6][7][8]. Para ello se han extraído probetas en cuatro direcciones distintas atendiendo a estas normativas (figuras 2 y 3).

Figura 2: Probeta correspondiente a la dirección de 0º y tipo de galga extensométrica utilizada para determinar la deformación unitaria del material

Figura 3: Direcciones en las que se han extraído muestras El equipo utilizado para realizar estos ensayos es el siguiente (ver figura 4): -

Tensómetro W de Monsanto compuesto de célula de carga CTC-2000 kg de Dinacell electrónica, s.l. y conjunto motor. Equipo de extensometría óhmica Kyowa compuesto por un lector SDB-320B y una caja de conmutación SS-12R. Galgas extensométricas Kyowa KFG-10-120-C1-11N15C2.

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Figura 4: Equipo para ensayos mecánicos En la figura 5 se muestra el comportamiento del material en las cuatro direcciones indicadas para el caso del material fabricado con tejido 3D y para el composite basado en polipropileno. El comportamiento del material 3D en cada dirección de las fibras se puede observar en la tabla 1. 50 45

Tensión en MPa

40 35 30 25 20 Composite 3D en dirección 45º Composite 3D en dirección 90º Composite 3D en dirección 135º Composite 3D en dirección 0º Composite del prolipropileno

15 10 5 0 0

0,005

0,01 0,015 Deformación unitaria

0,02

0,025

Figura 5: Comportamiento del composite basado en 3D en función del ángulo Tabla 1. Comportamiento elástico del material Módulo de elasticidad Dirección de la Tensión de Alargamiento secante para fibra rotura (MPa) (mm/mm) una tensión de 15 MPa (MPa) 0º 46 0.0198 5423 45º 33 0.0141 4396 90º 45 0.0198 5249 135º 33 0.0137 4355

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Módulo de elasticidad secante para una tensión de 20 MPa (MPa) 5100 4140 4936 4050


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En la tabla 2 se resumen los datos obtenidos. Tabla 2. Resumen de datos mecánicos Factor de pérdidas E (MPa) Composite 3D (fibra 0º) 0.3139 1720.0 Composite 3D (fibra 90º) 0.2216 2869.6 Composite 3D (fibra45º) 0.2199 2687.4 Composite 3D (fibra -45º) 0.2329 2511.3 Composite prolipropileno 0.1859 827.4

Espesor (mm) 3.25 3.25 3.25 3.25 3.65

Densidad (kg/m3) 1167 1167 1167 1167 1004

3. AISLAMIENTO ACÚSTICO A RUIDO AÉREO 3.1. Modelado numérico De manera genérica el índice de reducción sonora, R, se puede obtener a partir del coeficiente de transmisión, que representa la energía transmitida respecto a la incidente en función del ángulo de incidencia en la pared de ensayo [9][10][11]. Se puede utilizar esta variable para obtener un coeficiente de transmisión en campo difuso, d que vendría dado por la expresión: (1) donde lim, representa el ángulo límite de nuestro recinto, es decir, la mayor inclinación respecto al vector superficie que podemos conseguir incidiendo sobre la pared de ensayo. En este punto, en función de diferentes autores puede haber cierta discrepancia. Hay quien decide que ese ángulo límite es 90º (es decir, dirección paralela a la pared de ensayo) o hay autores que indican que, por limitaciones de condiciones de diseño de éstas, que es difícil conseguir una incidencia por encima de los 80º. Trabajos más recientes como el de Vigran [12] propone la modificación de los límites de integración fijando un ángulo límite, lim, que en el caso de cámaras de transmisión suele encontrarse entre 78º-80º: También es interesante el estudio de Schoenwald [13] donde se propone otra modificación introduciendo una la función Gaussiana de distribución normalizada de energía para modelar la probabilidad con la que la onda incide con un ángulo determinado:

(2)

Esta función G() modificaría (1) de la siguiente forma: /

(3)

/

A partir de (1) o de (3), podemos obtener una estimación del Índice de Reducción Sonora a través de la relación:

1284


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R  10 log  d

(4)

Por tanto, si se considera como válida la estimación (1) o (3), podemos estimar un valor de R, que además es dependiente del ángulo límite de incidencia. El valor del coeficiente de transmisión en función del ángulo puede obtenerse:

 ( ) 

(2  o ) 2 2

  3 cos Dsen 4   2 cos 2  ( D 2 sen 4  mc 4 ) 2    2  o   5 10  c co o  

(5)

Donde m es la masa por unidad de área de la placa, D es la rigidez a flexión de la placa,  el factor de pérdidas total, c0 la velocidad de propagación del sonido en el aire, 0 la densidad del aire y  la frecuencia angular. Esta última expresión nos permite acercarnos al problema, en el caso de capas impermeables delgadas. El valor de la rigidez a flexión para placa delgada puede obtenerse de la relación: (6) Siendo E el módulo de Young de la placa, d su espesor y u el módulo de Poisson. La expresión (6) puede tener dependencia angular si el módulo de Young la tiene. Si el módulo de Young tiene dependencia únicamente con q, ésta se podría incluir en la integración de (1) o (3) como una función dependiente del ángulo. En el caso de que haya dependencia con la otra componente angular de las coordenadas esféricas, las expresiones (1) y (3) deberían modificarse para realizar la doble integración. 3.2. Resultados del modelo de aislamiento acústico En primer lugar se realizan simulaciones del comportamiento del composite 3D analizando la influencia de los parámetros elásticos. Para ello se crea una función que interpola el módulo de Young y el factor de pérdidas en función del ángulo. En la figura 6 se muestra la evolución del aislamiento acústico por frecuencia para diferentes espesores y fórmulas (1) y (3): 3.25mm (espesor real de la muestra sometida a ensayo), 9 mm (espesor común de una placa de yeso laminado (PYL) de masa por unidad de área 10 kg/m2) y 12 mm (espesor también común de las PYL). En la figura 7 se muestran los datos del valor de integración angular de todos estos casos. En la figura 8 se muestran los resultados del composite basado en la matriz de polipropileno. Se muestran datos de simulación del espesor real y del espesor de 10 mm con las fórmulas (1) y (3).

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40

35

35

30

30

25

25

R (d B )

R (d B )

40

20

20 15

15

10

10

52 10

3

10 frecuencia (Hz)

52 10

4

10

3.25 mm de espesor. Modelo ángulo límite

3

4

10 frecuencia (Hz)

10

3.2.5 mm de espesor. Modelo función G.

40

45

35

40 35

30

R (d B )

R (d B )

30

25

25

20

20

15

15

10 2 10

10 2 10

3

10 frecuencia (Hz)

9 mm de espesor. Modelo ángulo límite

3

10 frecuencia (Hz)

4

10

9 mm de espesor. Modelo función G

50

45

45

40

40

35 R (d B )

R (d B )

35

30

30

25

25

20

20 15 2 10

3

10 frecuencia (Hz)

4

10

12 mm de espesor. Modelo ángulo límite

15 2 10

3

10 frecuencia (Hz)

12 mm de espesor. Modelo función G

Figura 6: Evolución en función del espesor y modelo del aislamiento acústico para el composite 3D

1286

4

10


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50,0

R(dB)

40,0 30,0 Función G. 3.25 mm

20,0

Ángulo límite. 3.25 mm Ángulo límite. 9 mm

10,0

Función G. 9 mm

100 125 160 200 250 315 400 500 630 800 1000 1250 1600 2000 2500 3150 4000 5000

0,0 f (Hz)

Figura 7. Comparativa de valores de aislamiento acústico con composite 3D

50,0 40,0 R (dB)

30,0 Ángulo límite. Espesor real Función G. Espesor real Ángulo límite. 10 mm Función G. 10 mm Simulación PYL‐12 mm PYL‐ en cámara de transmisión

20,0 10,0

100 125 160 200 250 315 400 500 630 800 1000 1250 1600 2000 2500 3150 4000 5000

0,0 f (Hz)

Figura 8. Comparativa de valores de aislamiento acústico con composite basado en polipropileno

1287


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En la tabla 3 se resumen los valores globales de aislamiento acústico en dBA, R (dBA) para el composite basado en el textil 3D. En la tabla 4 se realiza la misma comparación para el composite basado en polipropileno. Tabla 3. Resultados globales composite 3D Función Composite G. 3.25 3D mm

R (dBA)

Ángulo límite. 3.25 mm

23.1

23.2

Ángulo límite. 9 mm

30.3

Función G. 12 mm

Función G. 9 mm

31.0

Ángulo Simulación PYL- en límite. 12 PYL-12 cámara de mm mm transmisión

32.3

33.2

29.8

31.0

Tabla 4. Resultados globales composite polipropileno Composite polipropileno

R (dBA)

Ángulo Ángulo Función G. límite. límite. 10 Espesor real Espesor real mm

22.0

22.8

Función G. 10 mm

30.2

30.8

Simulación PYL-12 mm

29.8

PYL- en cámara de transmisión

31.0

4. CONCLUSIONES En este trabajo se muestra un estudio de dos tipos de composites: uno con un módulo elástico dependiente del ángulo de incidencia y otro homogéneo. Estos materiales se han analizado desde el punto de vista mecánico. Posteriormente se han modelado su aislamiento acústico con diferentes combinaciones de modelos basados en capa delgada. Se ha optado por esta opción ya que no es barato fabricar piezas para poder realizar ensayos en cámara de transmisión. Puede verse la sensibilidad que tiene este tipo de materiales a los módulos elásticos. En el caso concreto del composite 3D se puede obtener un aislamiento teórico similar a una PYL reduciendo el espesor a 9 mm. Con 12 mm se podría mejorar el aislamiento acústico en 1-2 dBA. Respecto al composite basado en polipropileno, con 10 mm ya se tienen también aislamientos similares al de la PYL. Esta metodología de simulación permite buscar los mejores casos con pequeñas probetas para elegir más adelante los composites finales a fabricar para validación en cámara de transmisión. También se ha realizado una calibración entre modelos y medidas reales con la PYL. Se puede ver cómo el modelo teórico es conservador y está por debajo en 1 dBA aproximadamente en el caso del valor global. Estos resultados indican que los materiales composites podrían ser una alternativa a las PYL. Para la misma masa se reduciría algo el espesor. Además, su composición puede ser a base de materiales reciclados y fibras naturales. Este trabajo debe ampliarse con más materiales composites con diferentes grados de refuerzo.

5. AGRADECIMENTOS

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En este trabajo se presentan resultados del proyecto BIA2013-41537-R (BIAEFIREMAT “Desarrollo de nuevos eco-materiales y soluciones constructivas sostenibles para edificación basado en el uso de residuos y materias primas renovables”) que está financiado por el Ministerio de Economía y Competitividad de España y cofinanciado con fondos FEDER.. dentro del Programa Estatal I+D+I orientada a los Retos de la Sociedad 2013.

REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS [1] REAL DECRETO 1371/2007. de 19 de octubre. por el que se aprueba el documento básico

«DB-HR Protección frente al ruido» del Código Técnico de la Edificación y se modifica el Real Decreto 314/2006. de 17 de marzo. por el que se aprueba el Código Técnico de la Edificación. (2007) [2] Habibi. Y.. El-Zawawy. W. K.. Ibrahim. M. M.. and Dufresne. A. Processing and characterization of reinforced polyethylene composites made with lignocellulosic fibers from Egyptian agro-industrial residues. Compos. Sci. Technol. 68(7-8). 1877-1885. (2008) [3] López. J. P.. Mutjé. P.. Pèlach. M. À.. El Mansouri. N.-E.. Boufi. S.. and Vilaseca. F. Analysis of the tensile modulus of polypropylene composites reinforced with stone groundwood fibers. BioResources 7(1). 1310-1323. (2012). [4] Serrano A.. Espinach F.X.. Julian F.. del Rey R.. Mendez J.A.. Mutje P. Estimation of the interfacial shears strength. orientation factor and mean equvalent intrinsinc tensile strength in old newspaper fiber/polypropylene composites. Composites part B. 50. 232-238 (2013)). [5] UNE-EN ISO 527-1:2012. Plásticos. Determinación de las propiedades en tracción. Parte 1: Principios generales (2012) [6] UNE-EN ISO 527-2:2012. Plásticos. Determinación de las propiedades en tracción. Parte 2: Condiciones de ensayo de plásticos para moldeo y extrusión (2012) [7] UNE-EN ISO 527-4:1997. Plásticos. Determinación de las propiedades en tracción. Condiciones de ensayo para plásticos compuestos isotrópicos y ortotrópicos reforzados con fibras (1997) [8] UNE-EN ISO 527-5:2009. Plásticos. Determinación de las propiedades en tracción. Condiciones de ensayo para plásticos compuestos unidireccionales reforzados con fibras (2009) [9] Ookura K.. Saito Y.. Transmission Loss Of Multiple Panels Containing Sound Absorbing Materials In A Random Incidence Field. Internoise 78. 637-642 (1978) [10] J. Alba Fernández; J. Ramis Soriano; J. Llinares Galiana. .Caracterización de capas impermeables a partir de medidas de aislamiento. Revista de Acústica, 32. 11 – 15. (2001) [11] Alba J.. Ramis J Modelling of impervious layers from measurements of the sound reduction index. Applied Acoustic 64. 385-400 (2003) [12] Vigran T.E. Predicting the sound reduction index of finite size specimen by a simplified windowing technique. J Sound Vib. 325. 507–512 (2009)

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Medida De La Resistividad Al Flujo Con Un Metodo Alternativo Electroacustico J. Albaa, L. Bertóa, J.P. Arenasb & , R. del Reya a

Universitat Politècnica de València,Centro de Tecnologías Físicas: Acústica, Materiales y Astrofísica, C/Paraninf, 1, 46730 Grao de Gandia, Valencia, España. roderey@doctor.upv.es b Instituto de Acústica, Universidad Austral de Chile, Casilla 567, Valdivia, Chile, jparenas@uach.cl

RESUMEN: Un parámetro fundamental en los modelos frecuenciales que describen el comportamiento acústico de materiales absorbentes es la resistencia al flujo de aire. Además, es necesario declarar este parámetro en productos de construcción, en usos para soluciones acústicas de aislamiento y/o acondicionamiento acústico. Existe normativa para su medida. Sin embargo, en función de las características del material, el ensayo normalizado puede presentar problemas. Además, requiere de una infraestructura elaborada en comparación con técnicas indirectas como las presentadas en los trabajos de Ingard&Dear y Dragonetti et al. Estos últimos se basan en ciertas condiciones acústicas del tubo de Kundt o de recintos acústicos en las que se puede determinar de forma indirecta. En el caso concreto de Dragonetti et al. la medida se realiza utilizando dos volúmenes acústicos acoplados similares a un sistema de filtro paso –banda, donde es necesario realizar una calibración exhaustiva. En este trabajo se realiza un análisis del dispositivo de Dragonetti et al. desde un punto de vista electroacústico, estudiando con detalle la calibración electroacústica del sistema paso-banda que lo conforma.

KEYWORDS: Resistencia al Flujo, Método Indirecto, Electroacústica.

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1. INTRODUCCIÓN En la actualidad existe una amplia gama de materiales absorbentes acústicos. Esto es debido no solamente a los avances tecnológicos, sino también a la sensibilidad que se ha ido adquiriendo sobre la importancia de la contaminación acústica en la salud y sobre la necesidad de cuidar el medio ambiente. Esto ha hecho que, por una parte se investigue sobre la aplicación de materiales absorbentes del sonido en distintos ámbitos para la mejora del confort acústico y, por otra parte se busquen alternativas de fabricación a los ya existentes materiales absorbentes elaborados a partir de lanas minerales. La gran mayoría de materiales absorbentes acústicos, independientemente del tipo de material que este elaborado, son de tipo poroso y/o fibroso. Existe un amplio estudio sobre los mecanismos de absorción de energía acústica en el seno de materiales porosos, diferenciando distintos mecanismos en función del tipo de poro que conformen estos materiales [1]. En [2] se referencian muchos de éstos modelos, que desde 1970 hasta la actualidad describen el comportamiento acústico de un material absorbente a través de la impedancia característica y de la constante de propagación. Para poder desarrollar estos modelos empíricos, una magnitud fundamental es la resistencia al flujo de aire. La resistencia al flujo de aire es la resistencia experimentada por el aire cuando pasa a través de un material. La resistencia al flujo de aire en Rayls o en kPas/m2 se puede obtener en laboratorio de forma normalizada según ISO 1991 [3] o bien utilizando distintos procedimientos descritos por distintos autores [4][5][6][7]. El procedimiento normalizado según ISO 1991 no solamente presenta de un equipamiento más bien complejo, sino que además es necesario trabajar a muy baja frecuencia, en algunos casos en torno los 2 Hz, pudiendo aparecer problemas de rendimiento de los micrófonos que registran la señal a tan bajas frecuencias. El dispositivo de medida alternativo para poder conocer el valor de la resistencia al flujo y descrito en [7] es bastante sencillo desde el punto de vista estructural y no presenta la limitación de tan baja frecuencia como en la ISO 1991.

2. RESISTENCIA AL FLUJO. MÉTODO ALTERNATIVO. El dispositivo de medida que se analiza en este trabajo ha sido diseñado y elaborado con el fin de poder caracterizar nuevos eco-materiales absorbentes acústicos es el que se describe en [7]. Tanto el dispositivo descrito en la referencia como el diseño propio están elaborados con polimetilmetacrilato de 20 mm de espesor. En ambos casos los volúmenes de las cavidades superior e inferior coinciden siendo de 0.99 litros la cavidad inferior y 2.30 litros la cavidad superior. La parte superior del dispositivo está compuesta por una rejilla perforada dónde se apoya la muestra a estudiar. Los detalles de perforación de la superficie, características de micrófonos, altavoz, etc. se detallan en [2]. En la figura 1 se muestran algunos esquemas del diseño del dispositivo. 2.1 Obtención de la resistencia al flujo En [7] se describe de forma detallada una analogía entre el prototipo diseñado y un circuito, con un amplio desarrollo matemático que describe el comportamiento de la presión sonora en ambas cavidades del dispositivo. En el caso particular de que se esté trabajando a frecuencias

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bajas, es muy sencillo obtener el valor de la resistencia al flujo a partir de la funciĂłn de transferencia (r) entre los micrĂłfonos situados en ambas cavidades del dispositivo. Sea la expresiĂłn:

im(r )

Ďƒ=

(1)

− w C dw d donde, Ďƒ es la resistividad al flujo de aire (Ns/m4) or (Pas/m2), im(r) es la parte imaginaria del cociente r dado en la expresiĂłn (2), d es el espesor de la muestra (m), CAdown (3) es la compliancia acĂşstica de la cavidad inferior referida al ĂĄrea transversal S (ecuaciĂłn 3). r=

C Adown =

(2)

Pup Pdw Vdown

ÎłP0

(3)

S

siendo S el ĂĄrea frontal de la muestra porosa, P0 es la presiĂłn atmosfĂŠrica, , Îł la relaciĂłn de calores especĂ­ficos (1.41 para el aire), y Vdown es el volumen de aire dentro de la cavidad inferior. Como se puede observar, una vez calibrado el dispositivo es muy sencillo poder conocer el valor de la resistencia especĂ­fica al flujo.

Esquema de la cavidad inferior

Esquema de la cavidad superior

Imagen del dispositivo de medida

Figura 1: Esquemas e imagen del dispositivo de medida diseĂąado y utilizado. 2.2. CalibraciĂłn del dispositivo El proceso de calibraciĂłn del dispositivo y procedimiento descrito en [7] es muy importante y depende de los volĂşmenes efectivos de ambas cavidades ya que la obtenciĂłn de la resistividad al flujo depende de Vdown. Este valor debe obtenerse con la mĂĄxima precisiĂłn. El mĂŠtodo utilizado en [7] se basa en la carga con dos volĂşmenes superiores diferentes, Vup0 y Vup0’. De cada una de las configuraciones se determina r y r’. Con esas medidas se obtienen los volĂşmenes V1 y V2 que corrigen los volĂşmenes Vup y Vdown del sistema segĂşn se muestra en la figura 2 mediante las relaciones: (đ?‘&#x;′⠄đ?‘&#x;) ¡ đ?‘‰â€˛đ?‘˘đ?‘?0 − đ?‘‰đ?‘˘đ?‘?0 1 − (đ?‘&#x;′⠄đ?‘&#x;) đ?‘‰1 = đ?‘‰đ?‘‘đ?‘¤0 + ďż˝đ?‘‰đ?‘˘đ?‘?0 + đ?‘‰2 ďż˝ ¡ đ?‘&#x;

�2 =

1292

(4) (5)


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Se obtienen así las correcciones de los volúmenes superior e inferior, siendo más crítico el inferior. En la figura 3 se muestran los prototipos.

Figura 2: Esquema de la calibración expuesto en [7]

Figura 3: Prototipos para la calibración

3. CIRCUITOS ELECTROACUSTICOS El sistema de calibración propuesto por Dragonetti el al. [7] también podría analizarse desde el punto de vista electro-mecánico-acústico. La idea fundamental es modelar el sistema y sus combinaciones con un circuito equivalente. El análisis del circuito equivalente permitirá obtener conclusiones del comportamiento de la impedancia eléctrica y su dependencia con las variables acústicas. 3.1. Altavoz dinámico en pantalla infinita y en caja cerrada. En la figura 4 se puede ver un circuito equivalente genérico para un altavoz dinámico montado en pantalla infinita [8]. Las partes que lo componen son las siguientes: • El generador que alimenta al altavoz, que se caracteriza con su tensión en circuito abierto, eg(V), y su resistencia eléctrica Rg (Ω). • El altavoz dinámico. Consta de: o Una impedancia eléctrica pura, ZE (Ω), dada por la bobina móvil y formada por la inductancia de la bobina móvil medida con el diafragma parado (u=0) LE(H) y la resistencia eléctrica de dicha bobina RE(Ω). o El factor de transformación, Bl (N/A), dado por el campo magnético del entrehierro B(T) y la longitud del hilo de la bobina l(m) o La Impedancia mecánica propia del transductor, ZMD(kg/s), compuesta por la masa del diafragma junto con la bobina móvil, MMD(kg), la rigidez total de las suspensiones, CMD(m/N), y la resistencia mecánica de las suspensiones, RMD (kg/s). • La impedancia mecánica de radiación vista desde una cara, ZMR(kg/s), tomando el diafragma como un pistón de radio a(m). Se compone de dos elementos, la resistencia mecánica de radiación, RMR(kg/s) y la masa mecánica de radiación, MMR(kg). Además, aparecen las diferentes variables eléctricas y mecánicas: la corriente eléctrica en la bobina, I(A), la fuerza generada en el transductor, F(N), y la velocidad de la bobina móvil, u(m/s).

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El circuito de la figura 4 puede entenderse como parĂĄmetros mecĂĄnicos segĂşn se muestra en la figura 5. Éste puede modificarse para el caso de altavoz en caja cerrada cambiando las condiciones de radiaciĂłn trasera con el efecto de la caja. Se podrĂ­a transformar en acĂşstico teniendo en cuenta que las variables acĂşsticas de presiĂłn, p (Pa), y la velocidad volumĂŠtrica U (m3/s) se relacionan con las variables de fuerza F(N) y velocidad u(m/s) mediante la superficie Sd(m2) de la membrana del altavoz. A partir de esa relaciĂłn pueden transformarse el resto de variables segĂşn: đ?‘€đ??´đ??ˇ =

đ?‘€đ?‘€đ??ˇ

(6)

��2

đ??śđ??´đ??ˇ = đ??śđ?‘€đ??ˇ đ?‘†đ?‘‘2

(7)

En la figura 6 se muestra el circuito equivalente desde el punto de vista acĂşstico. En ese caso se realiza la transformaciĂłn entre variables mecĂĄnicas y acĂşsticas relacionadas con la superficie del diafragma Sd y se aĂąade la impedancia acĂşstica de la caja. (Bl) Rg + RE 2

Ro =

RMD +

ZE

I eg V

Bl:1

Co =

e g Bl

F 1/ZMD

u

LE

(Bl)2

CMD

MMD

2MMR

R g + R E + j ωL E

2RMR

1/2ZMR

Rg

Figura 5: TransformaciĂłn mecĂĄnica del circuito equivalente del altavoz dinĂĄmico en pantalla infinita

Figura 4: Circuito equivalente del transductor dinĂĄmico en pantalla infinita.

RAR +

(R

(R

(Bl)2 g

e g Bl g

RAD

+ R E )Sd2

+ R E )Sd

CAD

= p( t )

Figura 6: circuito equivalente acĂşstico de altavoz dinĂĄmico en caja cerrada

Para el caso de la figura 6, la impedancia de la caja cerrada ZAB es:

 1   Z AB = R AB + j ωM AB − ωC AB  

(8)

donde la compliancia acĂşstica CAB del volumen cerrado V es, en primera aproximaciĂłn: C AB =

V Ď o c 2

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(9)


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siendo Ď 0c2 el mĂłdulo de compresibilidad del aire compuesto por la velocidad de propagaciĂłn del sonido en el aire c (m/s) y la densidad de ĂŠste Ď 0. La expresiĂłn (9) es similar a la (3). El tĂŠrmino de masa acĂşstica MAB es un tĂŠrmino experimental [9] que suele ser despreciable a baja frecuencia. El tĂŠrmino RAB suele considerarse nulo si la caja no se reviste interiormente con material absorbente acĂşstico [9]. En el caso del circuito de la figura 6, se puede obtener una compliancia equivalente CAT de la asociaciĂłn en serie de las dos compliancias del circuito: đ??ś đ??ś đ??śđ??´đ?‘‡ = đ??ś đ??´đ??ˇ+đ??śđ??´đ??ľ (10) đ??´đ??ˇ

đ??´đ??ľ

De los circuitos que se visualizan en las figuras 5 y 6 pueden obtenerse sus frecuencias angulares principales de resonancia. En el caso del altavoz en pantalla infinita: đ?œ”02 = (đ?‘€

1

đ?‘€đ??ˇ +2đ?‘€đ?‘€đ?‘… )đ??śđ?‘€đ??ˇ

1

= (đ?‘€

(11)

đ??´đ??ˇ +2đ?‘€đ??´đ?‘… )đ??śđ??´đ??ˇ

El tĂŠrmino de masa de radiaciĂłn se suele despreciar. La expresiĂłn para el altavoz montado en caja cerrada: 1

đ?œ”02 = đ?‘€

(12)

đ??´đ??ˇ đ??śđ??´đ?‘‡đ?‘‘

Siendo:

đ??ś

đ??ś

đ??śđ??´đ?‘‡ = đ??ś đ??´đ??ˇ+đ??śđ??´đ??ľ đ??´đ??ˇ

(13)

đ??´đ??ľ

3.2. Circuitos equivalentes para los montajes de Dragonetti Para la evaluaciĂłn del mĂŠtodo de Dragonetti desde el punto de vista de le electroacĂşstica se proponen dos montajes. En primer lugar el asociado a la calibraciĂłn. En este caso se carga el sistema con dos volĂşmenes, tal y como se ha mostrado en el punto 2.2. En ese caso, el circuito de la figura 6 debe modificarse aĂąadiendo la compliancia en paralelo asociada al volumen de carga Vup0 o Vup0’ en cada caso. Las frecuencias de resonancia asociadas para estos casos serian: 2 đ?œ”0đ?‘˘đ?‘? =

Siendo: đ??śđ??´đ?‘‡đ?‘˘đ?‘?0 =

1 đ?‘€đ??´đ??ˇ đ??śđ??´đ?‘‡đ?‘˘đ?‘?0 đ??śđ??´đ?‘‡đ?‘‘1 đ??śđ??´đ?‘˘đ?‘?0 đ??śđ??´đ?‘‡đ?‘‘1 +đ??śđ??´đ?‘˘đ?‘?0

2 đ?œ”0đ?‘˘đ?‘?′ =

đ??śđ??´đ?‘‡đ?‘˘đ?‘?0′ =

1 đ?‘€đ??´đ??ˇ đ??śđ??´đ?‘‡đ?‘˘đ?‘?0′

(14) (15)

đ??śđ??´đ?‘‡đ?‘‘1 +đ??śđ??´đ?‘˘đ?‘?0′ đ??śđ??´đ?‘‡đ?‘‘1 +đ??śđ??´đ?‘˘đ?‘?0′

(16) (17)

En segundo lugar, para la realizaciĂłn de la medida, se modifica el volumen superior aĂąadiendo tambiĂŠn la superficie del elemento a ensayar. Para este caso, al circuito de la figura 6 debe aĂąadirse, ademĂĄs de la compliancia en paralelo del volumen superior, la impedancia ZA en paralelo que depende de la capa de material absorbente que estĂĄ descrita en [7].

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4. RESULTADOS DE CALIBRACIĂ“N ELECTROACUSTICA 4.1. Pantalla infinita y carga de masa Una vez construido el prototipo ya descrito, se procede a la calibraciĂłn electroacĂşstica. Como puede verse las caracterĂ­sticas mecĂĄnicas del altavoz forman parte del circuito equivalente y por ello deben determinarse. Si nos centramos en la frecuencia de resonancia, las mĂĄs importantes son la masa y compliancia mecĂĄnica/acĂşstica. Para determinar estas caracterĂ­sticas existen varios procedimientos tradicionales. El procedimiento de calibraciĂłn pasa en primer lugar por la medida de la impedancia elĂŠctrica en bornes del altavoz en pantalla infinita. Obviamente no se construye una pantalla infinita sino que se coloca el altavoz en una pantalla de forma asimĂŠtrica conforme se muestra en la figura 7. Para la colocaciĂłn existen unas recomendaciones de la AES [8]. De la medida de la impedancia se obtiene su frecuencia de resonancia. A partir de ahĂ­, se pueden utilizar dos procedimientos: cargar la membrana con una masa m conocida o cargar el altavoz con un volumen conocido. En el caso de la masa, las dos frecuencias de resonancia tendrĂ­an la siguiente expresiĂłn (sin masa y con masa m):

đ?œ”0′2

1 đ?‘€đ?‘€đ??ˇ đ??śđ?‘€đ??ˇ 1 = (đ?‘€đ?‘€đ??ˇ + đ?‘š)đ??śđ?‘€đ??ˇ

(18)

đ?œ”02 =

(19)

De ambas expresiones se obtiene:

đ?‘€đ?‘€đ??ˇ =

đ?‘š

(20)

đ?‘“ 2 ďż˝ 0ďż˝ −1 đ?‘“′0

Siguiendo esta pauta, se ensaya en pantalla infinita en la cĂĄmara anecoica de la EPSG el altavoz en pantalla infinita sin y con tres cargas de masa de diferente tipo pero todas de m = 7,5 g: una moneda de un euro, plastilina y chicle. En la figura 7 se ve el montaje y el resultado. Como puede verse, la frecuencia de resonancia principal sin carga es de 144,9 Hz y con la carga en todos los casos es de 70,2 Hz. Se obtiene MMD = 2,3 g y CMD = 0,52 mm/N. Altavoz en Pantalla Infinita

ohm

15 10

5

10

100 Frecuencia 1000(Hz)

10000

Figura 7: Resultados del montaje en pantalla infinita. Si se tiene en cuenta que a baja frecuencia la expresiĂłn de la masa mecĂĄnica de radiaciĂłn MMR es:

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��� = 1,72�3

(21)

Siendo a el radio del altavoz. Dado que el fabricante indica que el altavoz es de 3,5’’ de diĂĄmetro, el valor de MMR es de 0,15 g. Por tanto se puede considerar despreciable. Con los datos de MMD y CMD se puede obtener los valores de MAD y CAD teniendo en cuenta la superficie del diafragma: MAD = 59,8 kg/m4 y CAD = 2¡10 -8 m5/N. Estos datos dependen directamente del radio a del altavoz, que serĂĄ como mĂĄximo el marcado por el fabricante. Sin embargo, la experiencia indica que no toda la superficie del altavoz se mueve y suele disminuirse el valor efectivo del diĂĄmetro. Por ejemplo, de diĂĄmetro 3,5’’ a 3,3’’ los nuevos valores: MAD = 75,6 kg/m4 y CAD = 1,6¡10 -8 m5/N. Por tanto la variaciĂłn es significativa. 4.2. Pantalla infinita y carga sobre volumen En el caso de carga sobre volumen (en este caso la carga es el volumen trasero Vdown del dispositivo construido), la frecuencia de resonancia serĂ­a: 1

2 đ?œ”0đ?‘‘ =đ?‘€

đ??´đ??ˇ đ??śđ??´đ?‘‡ đ??śđ??´đ??ˇ đ??śđ??´đ??ľđ?‘‘

đ??śđ??´đ?‘‡ = đ??ś

đ??´đ??ˇ +đ??śđ??´đ??ľđ?‘‘

(22) (23)

Se puede comparar en este caso pantalla infinita y carga sobre el volumen Vdown. Sin embargo, tal y como aparece en [7], el problema que se genera es que el propio altavoz ocupa parte del volumen trasero V1 (ver figura 2). Este valor es fundamental para poder calibrar el sistema. Por tanto, se planifica cargar con dos volĂşmenes traseros Vd1 y Vd2,Vd1=0,99 l serĂĄ el volumen inferior trasero del dispositivo y Vd2 = 3,4 l un segundo volumen trasero de carga. Estos volĂşmenes generan las compliancias acĂşsticas CAB1 y CAB2. Las expresiones de resonancia:

Siendo:

2 đ?œ”0đ?‘‘1 =

1 đ?‘€đ??´đ??ˇ đ??śđ??´đ?‘‡đ?‘‘1

2 đ?œ”0đ?‘‘2 =

1 đ?‘€đ??´đ??ˇ đ??śđ??´đ?‘‡đ?‘‘2

(24) (25)

đ??śđ??´đ?‘‡đ?‘‘1 =

đ??śđ??´đ??ˇ đ??śđ??´đ??ľ1 đ??śđ??´đ??ˇ +đ??śđ??´đ??ľ1

đ??śđ??´đ?‘‡đ?‘‘2 =

đ??śđ??´đ??ˇ đ??śđ??´đ??ľ2 đ??śđ??´đ??ˇ +đ??śđ??´đ??ľ2

(26) (27)

Si se tiene en cuenta tambiĂŠn la expresiĂłn de pantalla infinita se puede obtener la siguiente relaciĂłn: đ??śđ??´đ??ľ2 đ??śđ??´đ??ľ1

=

đ??śđ??´đ??ľ1

�1 =

�

đ?‘“0

−đ?‘‰

đ?‘“0

= đ?‘‰đ?‘‘2 −đ?‘‰1

1 đ?‘‘1 đ??ś đ?‘‰đ?‘‘2 − đ??´đ??ľ2 đ?‘‰đ?‘‘1 đ??śđ??´đ??ľ1 đ??ś 1− đ??´đ??ľ2 đ??śđ??´đ??ľ1

1297

2

đ?‘“ ďż˝ 0đ?‘‘2 ďż˝ −1

La expresiĂłn anterior se puede relacionar con V1: đ??śđ??´đ??ľ2

2

đ?‘“ ďż˝ 0đ?‘‘1 ďż˝ −1

(28)

(29)

(30)


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Determinando las tres resonancias se puede obtener el valor corrector necesario para la expresiĂłn (3). En el caso que nos ocupa, se obtienen f0d1 = 184,5 Hz y f0d2 = 156 Hz. A partir de esos datos V1 = 0,15 l. TambiĂŠn se puede obtener el valor de la compliancia acĂşstica del altavoz: đ??śđ??´đ??ˇ =

2

đ?‘“ đ??śđ??´đ??ľ1 �� 0đ?‘‘2 ďż˝ −1ďż˝ đ?‘“0đ?‘‘1

2 đ?‘“ đ??śđ??´đ??ľ1 âˆ’ďż˝ 0đ?‘‘2 ďż˝ đ??śđ??´đ??ľ2 đ?‘“0đ?‘‘1

(31)

En nuestro caso, CAD = 3,8¡10 -9 m5/N. Si se compara con el caso de carga de masa, se puede ver que ahora el dato es superior, equivalente a tener un diĂĄmetro eficaz de 2,3’’. Esto se justifica porque al cargar con la masa, se estĂĄ limitando el movimiento real de la membrana. Se descarta por tanto la mediciĂłn con carga de masa. En este caso MMD estarĂ­a en torno a los 12 g, lo que tiene mayor coherencia. 4.3. CalibraciĂłn de los montajes de Dragonetti et al. En este punto se pretende calibrar el sistema segĂşn los montajes de Dragonetti et al. [7]. Se tienen en cuenta tres frecuencias de resonancia. Inicialmente la frecuencia de resonancia sĂłlo con el volumen inferior Vd1 =0,99 l. A continuaciĂłn la carga con los volĂşmenes superiores Vup0 = 2,3 l y Vup0’= 3,57 l obteniendo ω0up y ω0up’. Con estas frecuencias puede obtenerse las siguientes relaciones para obtener V2 y V1: 2 đ??śđ??´đ?‘‡đ?‘˘đ?‘?0 đ?‘‰đ?‘˘đ?‘?0 + đ?‘‰2 đ?œ”0đ?‘‘1 = = 2 đ?œ”0đ?‘˘đ?‘? đ??śđ??´đ?‘‡đ?‘‘1 + đ??śđ??´đ?‘‡đ?‘˘đ?‘?0 đ?‘‰đ?‘‘đ?‘œđ?‘¤đ?‘› + đ?‘‰đ?‘˘đ?‘?0 + đ?‘‰2 2 đ??śđ??´đ?‘‡đ?‘˘đ?‘?0′ đ?‘‰â€˛đ?‘˘đ?‘?0 + đ?‘‰2 đ?œ”0đ?‘‘1 = = 2 đ?œ”0đ?‘˘đ?‘?′ đ??śđ??´đ?‘‡đ?‘‘1 + đ??śđ??´đ?‘‡đ?‘˘đ?‘?0′ đ?‘‰đ?‘‘đ?‘œđ?‘¤đ?‘› + đ?‘‰â€˛đ?‘˘đ?‘?0 + đ?‘‰2 2 2 đ?‘“0đ?‘˘đ?‘? đ?‘“0đ?‘˘đ?‘?′ đ?‘‰đ?‘˘đ?‘?0 ďż˝1 − 2 ďż˝ − đ?‘‰â€˛đ?‘˘đ?‘?0 ďż˝1 − 2 ďż˝ đ?‘“0đ?‘‘đ?‘œđ?‘¤đ?‘› đ?‘“0đ?‘‘đ?‘œđ?‘¤đ?‘› đ?‘‰2 = 2 2 đ?‘“0đ?‘˘đ?‘? đ?‘“0đ?‘˘đ?‘?′ − 2 2 đ?‘“0đ?‘‘đ?‘œđ?‘¤đ?‘› đ?‘“0đ?‘‘đ?‘œđ?‘¤đ?‘›

(32) (33) (34)

Y Vdown (con la correcciĂłn de todo): đ?‘“2

đ?‘‰đ?‘‘đ?‘œđ?‘¤đ?‘› = ďż˝đ?‘“20đ?‘˘đ?‘? − 1ďż˝ ďż˝đ?‘‰đ?‘˘đ?‘?0 + đ?‘‰2 ďż˝ 0đ?‘‘đ?‘œđ?‘¤đ?‘›

(35)

Por tanto, midiendo la impedancia elÊctrica en ambos casos, con los volúmenes Vup0 y Vup0’ obteniendo la frecuencia principal de resonancia en ambas cargas puede obtenerse el volumen Vdown ya corregido, que pasaría a la expresión (3). En nuestro caso, Vdown = 0,86 litros.

4. CONCLUSIONES En este trabajo se plantea el esquema general de un sistema para medir la resistividad al flujo. El montaje experimental estudiado se ha modelado desde la perspectiva de un circuito equivalente electroacĂşstico. Una vez realizado el montaje la idea ofrecida es la de obtener

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parámetros del material absorbente que se pretenda medir, incluyendo la resistividad al flujo. Para ello debe medirse de forma alternativa a otros métodos, la impedancia eléctrica en bornes del altavoz. Para poder poner a punto el montaje debe realizarse una calibración previa. En este trabajo se han realizado diferentes posibilidades, obteniendo, tanto los parámetros mecánicos del altavoz, como los parámetros de calibración que se basa en ajustar los volúmenes que modifica el altavoz en el sistema, así como la influencia en los parámetros reactivos que éste produce. Para validar la calibración se revisan limitaciones de ensayo y se comparan resultados. El parámetro de ajuste del prototipo más importante, el relacionado con el volumen inferior (Vdown) se ha obtenido de formas distintas siendo Vdown de 0,86 l. Una vez obtenido el parámetro corrector existen diferentes opciones de medida. Una es utilizar la metodología de medida con dos micrófonos descrito en Dragonetti et al [7]. Otra, realizar una medida de impedancia eléctrica y relacionarla con la impedancia acústica del material de carga. Esta segunda opción se analizará en futuros trabajos.

4. AGRADECIMENTOS This project is co-funded by the Eco-innovation Initiative of the European Union”. Proyecto Europeo ECO-INNOVATION - WOOL4BUILD ECO/13/630249 – WOOL4BUILD “IMPROVED ISOLATION MATERIAL FOR ECO-BUILDING BASED ON NATURAL WOOL”. This publication has been produced with the assistance of the European Union. The contents of this publication are the sole responsibility of the authors and can in no way be taken to reflect the views of the European Union”.

REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS [1] Arenas J.P., Crocker M.J., Recent trends in porous sound absorbing materials for noise control, Sound and Vibration, 44, 7, 12–17.(2010) [2] Del Rey R., Alba J.,Arenas J.P., Ramis J. Evaluation of Two Alternative Proedures for Measuring Airflow Resistance of Sound Absorbing Materials. Archives of Acoustics, 38(4), 547-554 (2013). [3] ISO 9053:1991. Acoustics. Materials for acoustical applications. Determination of airflow resistance.(1991) [4] Stinson R., Daigle A. (1983), Electronic system for the measurement of flow resistance, Journal of the Acoustical Society of America, 83, 2422–2428. [5] Ingard K. U., Dear T. A. Measurement of acoustic flow resistance. Journal Sound and Vibration.103, 4, 567-572. (1985) [6] M. Ren , F. Jacobsen. A method of Measuring the Dynamic Flow Resistance and Reactance of porous Materials. Applied Acoustics 39, 265-276.(1983) [7] Dragonetti R., Ianniello C., Romano A.R.. Measurement of the resistivity of porous materials with an alternating air-flow method. Journal of the Acoustical Society of America. 129,2,753-764.(2010) [8] Ramis J., Alba J., Martínez J., Espinosa V. Transductores Dinámicos. Editorial Universidad Politécnica de Valéncia.(2002) [9] Beranek L Acústica. Editorial Hispano Americana SA Buenos Aires. (1961)

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Análise da eficiência acústica de diferentes materiais em enclausuramentos de grupos geradores S. S. Goésa, M. F. O. Nunesb, A. M. C. Grisac, B. F. Tutikiand AGRALE S.A, BR 116 - Km 145 - 15.104, 95059-520 Caxias do Sul – RS, Brasil. Laboratório de Tecnologia Construtiva, Universidade de Caxias do Sul, Av Frederico Segala 3099, 95010550, Caxias do Sul – RS, Brasi, mfonunes@ucs.br c Laboratório de Pesquisa em Química de Materiais, Universidade de Caxias do Sul – RS, Brasil d Instituto Tecnológico itt Performance, Unisinos, Av. Unisinos 950, 93022-000, São Leopoldo – RS, Brasil a

b

RESUMO: Os grupos geradores são máquinas que emitem elevado nível de ruído. Portanto, se faz necessária a busca por soluções que minimizem o ruído emitido pela máquina e uma das alternativas é o uso de sistemas de enclausuramento. Este trabalho visa verificar a eficiência acústica de diferentes materiais para o tratamento acústico da carenagem de grupos geradores. Os materiais testados foram espuma flexível de poliuretano, manta de fibras de polipropileno, lã de vidro e painéis perfurados de aço. Estes materiais foram avaliados com a superfície exposta e recobertos por painéis perfurados, na forma revestimentos internos da carenagem. O método incluiu a obtenção dos coeficientes de absorção acústica dos materiais em câmara reverberante e medições de ruído gerado pela máquina com oito diferentes sistemas de enclausuramento. Ao final deste trabalho, verifica-se que a lã de vidro e a manta de fibras de polipropileno são mais adequadas para o equipamento analisado.

KEYWORDS: Controle de ruído, enclausuramento acústico de máquinas, absorção sonora.

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1. INTRODUÇÃO Os grupos geradores são muito utilizados com objetivo de evitar a interrupção no fornecimento da energia elétrica em locais como plantas industriais, construção civil, prédios residenciais, hospitais, etc. A instalação destas máquinas varia de acordo com sua aplicação e deve atender algumas normas regulamentares quanto ao nível máximo de ruído, por se tratarem de máquinas com elevadas emissões sonoras as quais podem chegar a 110 dB(A) ou mais [1]. Podem-se citar como principais fontes de ruído de um grupo gerador o motor diesel, o ventilador do sistema de arrefecimento e o sistema de escape. Diante desta informação é de extrema importância o controle de ruído destas máquinas pelo ruído excessivo emitido. Na aplicação de grupos geradores o método mais utilizado é o controle de ruído na trajetória, uma das alternativas é técnica de enclausuramento da máquina a qual funciona como uma barreira acústica [2]. O controle de ruído ideal seria direto na fonte eliminando as causas de ruído na origem, porém na fase de projeto de máquinas nem sempre é possível mensurar o nível de ruído que será emitido. Na maioria dos projetos o ruído irá aparecer depois que a máquina está montada e nestas situações as vezes torna-se inviável a substituição da principal fonte de ruído [3]. Neste caso, quando existe a impossibilidade de alterar a fonte geradora de ruído, a emissão sonora pode ser controlada alterando-se a trajetória da transmissão acústica entre a máquina e o receptor. Esse é o princípio de controle de ruído dos sistemas de enclausuramentos [4]. A fonte geradora de ruído é instalada no interior do sistema de enclausuramento ou caixa acústica. Quando enclausuradas, as máquinas devem manter seu fluxo de calor, já que as fontes que originam o ruído também geram calor [2]. O fluxo de calor adequado é importante para que a temperatura no interior da clausura não seja elevada, pois ela pode vir a danificar alguns componentes da máquina [1]. Para máquinas que geram calor durante se funcionamento, como grupos geradores, o sistema de enclausuramento deve possuir aberturas para a entrada do ar, que tem por finalidade refrigerar a máquina e também aberturas para a saída do ar quente do sistema de arrefecimento (radiador) [2]. O principal fator afetado em enclausuramentos de grupos geradores é o índice de refrigeração (ATB), que é definido como a temperatura ambiente com que o motor sofrerá superaquecimento, geralmente quando a máquina trabalhar em potência máxima segundo norma SAE - Society of Automotive Engineers - J819 estabelecida pela. A utilização do sistema de enclausuramento torna-se insuficiente quando utilizada isoladamente, pois o uso do sistema de enclausuramento torna-se limitado pelas reflexões das ondas sonoras ao incidir a parede da clausura, tornando-se necessário a utilização de materiais com características de absorção [5]. Este trabalho visa verificar a eficiência acústica de diferentes materiais para o tratamento acústico da carenagem de grupos geradores. Os materiais testados foram espuma flexível de poliuretano, manta de fibras de polipropileno, lã de vidro e painéis perfurados de aço.

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2. MÉTODO 2.1 Determinação dos coeficientes de absorção Os coeficientes de absorção foram determinados em câmara reverberante seguindo os procedimentos da norma ISO 354:2003. A câmara possui dimensões de 8,44 m x 7,02 m x 3,5 m resultando em um volume de 207 m3. Os ensaios foram realizados na câmara reverberante da Universidade do Vale do Rio dos Sinos em São Leopoldo. Os equipamentos utilizados foram o analisador sonoro marca Bruel&Kjaer 2270, fonte sonora dodecaédrica marca Bruel&Kjaer Ommi Power 4296, amplificador de potência Bruel&Kjaer 2716 e calibrador acústico Quest QC-20. As medições foram realizadas em bandas de 1/3 de oitava nas frequências centrais entre 100 Hz e 5.000Hz. Foram utilizadas amostras de 10,42 m2 para a lã de vidro e espuma de poliuretano (PU) em forma de placas com dimensões 1220 mm x 610 x 50 mm e 10,23 m 2 para a manta de polipropileno (PP) também em forma de placas com dimensões de 1220 mm x 600 x 50 mm. Os painéis perfurados utilizados com dimensões 1265 mm x 1265 mm x 0,9 mm, diâmetro do furo de 8 mm espaçados entre centros horizontalmente e verticalmente por 37 mm. A perfuração do painel foi obtida a partir da Equação 1, tomando a frequência de 500 Hz como sendo a frequência principal a ser absorvida. Esta frequência está presente no espectro sonora da máquina envolvida neste estudo e foi medida no enclausuramento da máquina sem revestimento.

(1) Sendo: Fr = frequência de ressonância (Hz); c = velocidade do som no ar (m.s-1); P = porcentagem de área aberta do painel; L = profundidade da caixa formada pelo painel (m); e = espessura do painel (m); d = diâmetro do furo (m); q = espaçamento entre furos (m).

Foram fabricados painéis 6 painéis de 1,265 m x 1,265 m e 2 painéis de 0,635 m x 1,265 m cada um com 3,6% de perfuração. A Figura 12 ilustra o projeto dos painéis (a) 1,265 m x 1,265 m e (b) 0,635 m x 1,265 m utilizados no ensaio em câmara reverberante. As medições do tempo de reverberação (TR) foram realizadas em sete diferentes configurações (Tabela 1). Tabela 1: Configurações medições tempo reverberação

Configuração TR1 TR2 TR3 TR4 TR5 TR6 TR7

Descrição da Configuração da câmara Vazia Com lã de vidro Com manta de PP Com espuma de PU Com lã de vidro e recobrimento com painel perfurado Com manta de PP e recobrimento com painel perfurado Com espuma de PU e recobrimento com painel perfurado

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A Figura 1 ilustra as configurações utilizadas no ensaio para obtenção dos coeficientes de absorção: lã de vidro com superfície exposta, lã de vidro com painel perfurado, manta de PP com superfície exposta, manta de PP com painel perfurado, espuma de PU com superfície exposta e espuma de PU com painel perfurado.

Figura 1 - Configurações de materiais utilizadas no ensaio

2.2 Determinação do nível de pressão sonora do grupo gerador Para comparação da capacidade de absorção acústica de cada material foram realizadas medições de ruído de um grupo gerador de energia elétrica sem e com sistema de enclausuramento. As medições do nível de ruído da máquina foram realizadas nas oito diferentes configurações. Para os pontos 1, 2, 3 e 4 os microfones foram posicionados ao centro geométrico de cada superfície a uma distância (d) de 1 m no sentido horizontal. Para os pontos 5, 6, 7 e 8 o microfone foi posicionado a 1m de distância das laterais correspondente a cada ponto, 1 m de distância da face frontal (pontos 5 e 6), 1m de distância da face traseira (pontos 7 e 8) e a altura do microfone para cada ponto deve se 1m acima da altura total da fonte. O ponto 9 é medido no centro geométrico da face superior da fonte, a 1m acima da altura total da fonte. O nível de pressão sonora foi medido à distância de 3,5 m a partir do centro geométrico da fonte de ruído, em quatro posições perpendiculares à fonte (1 posição em cada sentido) conforme procedimento interno Agrale (1994). A Figura 3 ilustra (a) o centro geométrico da fonte e as direções para o posicionamento do microfone, (b) o grupo gerador identificando os pontos para as medições ponto A (face ao lado da bomba injetora), ponto B (face lado do radiador), ponto C (face ao lado do coletor de escape do motor) e D (face lado do gerador).

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(a)

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(b) Fonte: Agrale (1994)

Figura 2: Pontos para medição do nível de pressão sonora à 3,5 m

A primeira medição a ser realizada consistiu em obter-se o nível de ruído gerado pela máquina sem o sistema de enclausuramento. Depois de medido o ruído do grupo gerador adicionou-se o sistema de enclausuramento (sem os materiais de revestimento) este sistema consiste em chapas de aço 1020 com espessura de 1,2 mm. O sistema de enclausuramento utilizado possui dimensões externas de 2,201 m x 1,335 x 0,838 m, é constituído por um volume interno de (2 m3). As chapas de aço são montadas no entorno da fonte sobre uma base já utilizada para a montagem da máquina, as chapas de aço são fixadas na base e entre si por elementos de fixação (arruelas, parafusos e porcas). A Figura 4 ilustra (a) o grupo gerador sem o enclausuramento (b) vista explodida em CAD 3D dos componentes que compõem o enclausuramento e (c) grupo gerador no interior do sistema de enclausuramento.

(a)

(b)

(c)

Figura 3 - Grupo Gerador e sistema de enclausuramento

Em seguida foram realizadas as medições com cada material, os materiais foram recortados em forma de placas de acordo com as dimensões internas do sistema de enclausuramento, as placas foram fixadas nas paredes internas da caixa e posicionadas por travamento mecânico utilizando buchas e cintas planas de aço. Este sistema foi utilizado para possibilitar a troca dos materiais e posteriormente a montagem dos painéis perfurados.

3. RESULTADOS

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Os valores máximos de absorção ocorrem entre 800 e 1000 Hz para os materiais com a superfície exposta. Com a inserção dos painéis perfurados os valores máximos de absorção ocorrem entre 400 Hz e 500 Hz. Na Figura 5 observa-se que os materiais fibrosos apresentaram capacidade de absorção superior ao material poroso em todas as frequências. Quando comparados os materiais fibrosos, a lã de vidro apresenta capacidade de absorção superior a manta de PP até 500 Hz, a partir desta frequência sua capacidade de absorção é similar à da manta de PP. Este efeito pode estar relacionado a porosidade encontrada, onde a lã de vidro é 6,64% mais porosa que a manta de PP, e devido ao comprimento de onda ser maior nas baixas frequências este fator pode ter ocasionado menor dissipação de energia acústica por causar resistência ao fluxo de ar. A partir de 1000 Hz verifica-se uma redução do coeficiente de absorção acústica para os materiais com a superfície exposta. Com a inserção dos painéis perfurados observa-se um aumento da capacidade de absorção dos três materiais até a frequência de 500 Hz, para a manta de PP e para espuma de PU o aumento do coeficiente de absorção é ainda maior. Este comportamento pode ser resultado da não uniformidade na espessura do material, deixando entre a superfície do material e a superfície inferior do painel um espaço vazio, possibilitando também o movimento das moléculas de ar e resultando em maior dissipação de energia acústica do sistema.

Figura 4: Gráfico coeficiente de absorção para todas as configurações

As Figuras 6, 7 e 8 ilustram os gráficos do nível de pressão sonora medidos para os 4 pontos em função das frequências. De modo geral, nas frequências acima de 1600 Hz ocorre um aumento do nível de pressão sonora gerado pela máquina com a inserção dos painéis perfurados no ponto D, referente ao lado do gerador, em todas as configurações de enclausuramento.

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Figura 5 - Nível de pressão sonora em função da frequência manta de PP

Figura 6 - Nível de pressão sonora em função da frequência da lã de vidro

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Figura 7 - Nível de pressão sonora em função da frequência espuma de PU

Na Tabela 2 estão listados os valores do nível de pressão sonora para os pontos A, B, C e D para espuma de PU, lã de vidro e manta de PP com a superfície exposta e com a superfície recoberta pelos painéis perfurados. Para a espuma de PU nos pontos A, B e D observou-se um aumento de 0,3, 0,8 e 1,6 dB respectivamente para o material com painel perfurado, este aumento pode estar relacionado com o aumento nível de pressão sonora a partir de 1000Hz. Tabela 2 - Nível de Pressão Sonora pontos A, B, C e D

Configuração Espuma PU/Superfície Exposta Espuma PU /Painel Perfurado Manta de PP/Superfície Exposta Manta de PP/Painel Perfurado Lã de Vidro/Superfície Exposta Lã de Vidro/Painel Perfurado

Ponto A Ponto B Ponto C Ponto D (dB) (dB) (dB) (dB) 75,9 78,1 77,6 74,7 76,2 78,9 77,3 76,3 75,5 77,6 76,2 74,6 75,5 78,2 75,2 75,4 75,4 77,1 75,5 73,1 75,1 76,9 76,5 74,6

Para a lã de vidro nos pontos C e D observou-se um aumento de 1,0 e 1,5 dB respectivamente para o material com painel perfurado, este fator pode estar relacionado com o aumento da pressão sonora desde 800 Hz para estes dois pontos. Em A e B há uma redução de 0,3 e 0,2 dB.

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No caso da manta de PP observou-se um aumento de 0,6 e 0,8 dB para os pontos B e C respectivamente, para o material com painel perfurado e uma redução de 1dB para o ponto C, esta redução pode estar relacionada por este ponto apresentar uma ampla faixa de redução sonora com a inserção dos painéis. Quando comparados os materiais com a superfície exposta a lã de vidro apresenta capacidade de absorção superior a manta de PP e a espuma de PU apresentando reduções do nível de pressão sonora no ponto A de 0,1 e 0,5 dB, no ponto B 0,5 e 1,0 dB, no ponto C 0,7 e 2,1 dB e no ponto D 1,5 e 1,6 dB respectivamente.

3. CONCLUSÕES Nos ensaios de caracterização acústica a lã de vidro com a superfície exposta e com os painéis perfurados apresentou melhores resultados de coeficiente de absorção sonora no ensaio em câmara reverberante para 400 e 500 Hz, sendo estas as frequências de interesse no estudo. Nos ensaios de medição dos níveis de pressão sonora do sistema de enclausuramento as diferenças entre os tipos de revestimento não foram significativas e a utilização dos painéis perfurados não foi eficiente com a espuma de PU.

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Emissão acústica de sistema de movimentação de portas de armários C. Roman Jra, J. Bonattoa , A.M.C. Grisaa, M.F.O. Nunesb & M. Zenia a

Laboratório de Pesquisa em Química dos Materiais, Universidade de Caxias do Sul (UCS), Rua Francisco Getúlio Vargas 1130, 95070-560 Caxias do Sul, Brasil. b Laboratório de Tecnologia Construtiva, Universidade de Caxias do Sul (UCS), Avenida Frederico Segala 3099, 95010-550 Caxias do Sul, Brasil, mfonunes@ucs.br

RESUMO: O desenvolvimento industrial proporcionou um aumento de vários tipos de ruídos, fatores estes que afetam o meio ambiente e a saúde humana. Na indústria moveleira os sistemas de movimentação das portas de armários e móveis destinados a usuários domésticos utilizam roldanas com banda externa em material polimérico, que deslizam sobre um trilho metálico. Uma das maneiras de controlar e diminuir o ruído é atuando na fonte primária do ruído, utilizando materiais como misturas poliméricas de poliuretano termoplástico (TPU) e poliacetal (POM). O módulo de elasticidade (E) dos polímeros está diretamente ligado com a emissão de ruído em sistemas de rolamento, contendo roda/roldana e trilho. Utilizando materiais com menor E, consegue-se reduzir a emissão de ruído. O POM puro tem o maior módulo de elasticidade, e conforme é aumentado a quantidade de TPU na mistura o módulo de elasticidade diminui. Os ensaios foram realizados conforme norma ECMA-74 adaptada. As medições realizadas nas bandas de 1/3 de oitava entre 100Hz e 3.150Hz, mostraram que as frequências com melhores respostas estão entre 200-1500Hz. A emissão de ruído é menor em roldanas injetadas com as misturas de POM/TPU, do que nas convencionais somente de POM. As misturas com 40 e 60% de TPU apresentaram maior redução na emissão sonora.

KEYWORDS: controle de ruídos, roldanas poliméricas, conforto acústico.

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1. INTRODUÇÃO O desenvolvimento industrial desempenha um importante papel no crescimento do setor moveleiro que por um lado gera benefícios, mas por outro, é responsável pelo aumento da poluição sonora, fatores estes que afetam o meio ambiente e a saúde humana. Com relação ao conforto humano e redução dos níveis de ruídos, atualmente há uma grande busca pelo desenvolvimento de materiais compósitos, misturas poliméricas e novas tecnologias que sejam capazes de apresentar melhores propriedades de absorção ou redução na emissão sonora [1]. Com as alternativas de preparação de acessórios e peças para móveis, as rodas, roldanas e rodízios são utilizados em quase todo sistema de movimentação de portas e gavetas, podendo ser metálicas, poliméricas, de madeira ou compostas de dois ou mais materiais. As partes móveis, são compostas por peças mecânicas utilizadas para transferir força e movimento constituído por uma roda e eixo são chamadas de rodízios e roldanas. O contato da roldana com trilho causa emissão ruído pelo contato de rolamento, e desgaste em ambos os elementos pelas tensões de atrito em ambas superfícies [2]. Em sistemas que desejase diminuir a emissão de ruído entre a roldana e o trilho é adicionada uma camada de polímero (banda externa polimérica), que minimiza o ruído provocado no rolamento da roldana [3]. Poucos estudos e metodologias são discutidas na literatura especificamente para a indústria de móveis assim, as metodologias de ensaio para avaliação de emissão de ruído em roldanas para aplicação em móveis são propostas por este trabalho baseadas em estudos realizados em rolamentos e engrenagens para a obtenção e avaliação de suas propriedades. As roldanas utilizadas nestes sistemas geralmente possuem banda externa em polímero de poliacetal (POM), poliuretano termoplástico (TPU), elastômero termoplástico (TPE) e poliamida (PA). Os polímeros são matéria prima utilizada na produção dos móveis e acessórios, tendo a indústria moveleira consumido de 2 a 4 % do total dos polímeros termoplásticos mundialmente produzidos. Os sistemas de movimentação das portas de armários e móveis utilizam roldanas com banda externa em material polimérico. Os polímeros comumente utilizados em bandas de roldanas, por exemplo, são: poliacetal (POM) poliamida (PA); elastômero termoplástico (TPE) e poliuretano termoplástico (TPU) [4]. O poliacetal (POM) é um termoplástico de engenharia, com resistência mecânica e rigidez elevada, aproximando-se de metais não-ferrosos. O POM em suas propriedades mecânicas tem boa resistência ao desgaste e com características auto-lubrificantes sendo assim muito utilizado em bandas de roldanas, engrenagens, anéis de vedação, peças de rotação eletroeletrônicas, automotivas e instrumentos de precisão [5]–[7]. O poliuretano termoplástico (TPU) é um polímero com propriedades de elastômero de alto desempenho a um termoplástico rígido, assim sua utilização é elevada devido as suas propriedades físicas e químicas, como alta resistência a tração, abrasão e resistência ao rasgamento, ao óleo e resistência a solventes e flexibilidade a baixas temperaturas. São utilizados em peças automotivas, rodas, cobertura de cabos elétricos, mangueiras e outros [8]– [10]. Para os diversos tipos de rodas os mecanismos mais importantes de emissão acústica são o ruído de rolamento e o ruído de impacto, este último ocasionado por algum possível defeito na roda ou no trilho. O estado atual da arte fornece técnicas que podem ser utilizadas para reduzir o ruído gerado por rodas e trilhos, devido a uma forte ligação entre os dois. A modificação da geometria da roda, o uso de diferentes materiais com boas propriedades de

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amortecimento, ou, a utilização de dispositivos especiais de amortecimento, estratégias diferentes podem ser adotadas [11], [12]. O contato roda/trilho tem sido bastante estudado a fim de reduzir a emissão acústica. As rodas resilientes são apresentadas como uma solução considerando suas melhorias em relação a emissão de som. O elemento resiliente tem efeito significativo sobre a emissão de ruído têm mostrado bons desempenhos na redução de ruído [13]. Rodas resilientes são caracterizadas pela inserção de uma camada de material elastomérico entre o trilho e a roldana. Eles foram inicialmente projetados para evitar ou reduzir a emissão de ruído de rolamento [12], [13]. Em veículos de transporte ferroviário, algumas rodas são desenvolvidas especificamente para a redução dos sons nas altas frequências, acima de 1kHz, em curvas. Rodas com baixa emissão de baixo tem um elemento resiliente, em geral segmento de borracha (uma camada de elastômero) no interior da roda ou o anel de borracha entre o centro da roda e do pneu. Esse tipo de roda é significativamente eficaz na redução de ruídos em altas frequências, porque o material amortece a força de atrito na velocidade mais lenta. Os efeitos de redução sonora com este tipo de roda são: de 4 a 5 dBA para o ruído do corpo do carro; 1 a 2 dBA no ruído interior de um carro motorizado e 3 a 4 dBA do ruído interior de um carro de reboque. Embora a roda com baixa emissão sonora seja eficiente na redução do ruído do rolamento, é necessário um estudo mais aprofundado em outras áreas, como o desgaste da roda, vida útil e custo de manutenção no futuro [14]. Engrenagens feitas de materiais poliméricos são considerados componentes de baixa emissão de ruído, porque possuem módulo de elasticidade baixo, o que os caracteriza como resilientes quando os dentes da engrenagem entram em contato um contra o outro. O aumento ruído gerado entre engrenagens de metal, poliacetal (POM), poli(éterétercetona) (PEEK) e poliamida (PA), está diretamente correlacionado com o aumento de carga sobre as engrenagens. e foi quantificado em relação à intensidade avaliada em dB e a frequência avaliada em Hz. [15] Nozawa et al [16] avaliaram a redução de emissão de ruído de engrenagens de aço e engrenagens de aço revestidas com um filme polimérico de Noryl. Avaliaram a frequência e intensidade de ruído emitido, na faixa de 3000 a 5000Hz e evidenciaram que houve uma redução de 5dB nas engrenagens revestidas com filme polimérico. Briscoe et al [17] estudaram o comportamento quanto a emissão de ruído, no atrito entre uma chapa plana de poli(metilmetacrilato) (PMMA) e uma esfera de aço, utilizando diferentes valores de velocidade de rotação da esfera e a carga de contato. A emissão de ruído foi medida na faixa de 95Hz a 24kHz e o maior nível de emissão de ruído ocorreu na frequência de 4.3kHz. As roldanas, utilizadas para movimentação de portas de armários, produzidas geralmente em poliacetal (POM), que geram ruídos desagradáveis ao ouvido humano. Nesse contexto, o objetivo deste estudo é obter roldanas com baixa emissão de ruído e avaliar as propriedades mecânicas e de emissão de ruído de roldanas confeccionadas com POM, TPU e suas misturas, as quais não deformem com a porta do armário na fase estacionária.

2. MATERIAIS E MÉTODOS Os materiais utilizados nas misturas poliméricas para o desenvolvimento das roldanas foram o poliacetal (POM) R 3000 fornecido pela RadicciGroup, e o poliuretano termoplástico

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(TPU) Fortiprene 5126A90 fornecido pela empresa FCC. As misturas de POM e TPU foram alterando as proporções em 40, 60 e 80% m/m, sendo nomeadas como P40, P60 e P80. As misturas poliméricas foram preparadas utilizando uma extrusora dupla rosca cortante, com velocidade de rotação da rosca de 350 rpm, relação comprimento/diâmetro (L/D) = 34. O perfil de temperatura utilizado foi de 170,190,190,195,185,195,195,195,200°C, no laboratório de polímeros da UCS (LPOL). As roldanas de POM, TPU e das misturas POM/TPU, foram injetadas, na injetora convencional marca HIMACO 150/80, com perfil de temperatura 160, 165 e 170ºC. As roldanas passam um processo de usinagem, visando formato perfeitamente cilíndrica após a inserção do rolamento. Para determinar as propriedades mecânicas foi utilizado equipamento universal de ensaios EMIC, modelo DL3000, segundo a norma ASTM D638-10. Foram ensaiados cinco corpos de prova para cada amostra, utilizando-se célula de carga de 2000 kgf, em sala climatizada à temperatura de 23°C e umidade relativa do ar de 50 %, e com velocidade do ensaio de 50mm.min-1 A avaliação da emissão de ruído foi realizada comparativamente entre os tipos de roldanas estudadas, instaladas em um armário com duas portas de correr, com abertura e fechamento da porta contínuos e realizados por um mesmo operador em uma frequência de 4 ciclos por segundo (Figura 1). As roldanas foram produzidas em triplicata e as medições de ruído foram realizadas individualmente para cada porta. Os ensaios foram conduzidos conforme norma internacional ECMA-74/2012, adaptada.

Figura 1: Mecanismo de movimento de portas (a) guarda roupas, (b) sistema de movimentação da porta com trilho e roldanas (b) e (c) roldanas.

As medições de ruído foram realizadas com um analisador sonora Bruel & Kjaer 2270, classe 1, com microfone posicionado a 1,5 metros de altura do piso para medição do ruído aéreo gerado pela abertura e fechamento das portas em 4 pontos (Figura 2). Desta forma, os dados de emissão de ruído foram obtidos pela média de dezoito medições em cada ponto, sendo 3 tipos de roldana, 3 amostras de cada tipo em duas portas separadamente.

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Figura 2: Posição do móvel com as roldanas e a posição dos microfones (1, 2, 3, 4).

3. RESULTADOS E DISCUSSÃO Os resultados das propriedades mecânicas de resistência à tração, alongamento na ruptura e módulo de elasticidade para o POM, TPU e suas misturas são apresentados na Tabela 1. Tabela 1: Resultado dos ensaios de tração e alongamento na ruptura do POM, TPU e das misturas TPU/POM. Amostras

Ensaio POM

P60

P40

TPU

Módulo de elasticidade (MPa)

971,6 ± 16,4

382,5±9,0

211,6±3,6

34,6±2,7

Resistência a tração (MPa)

60,02±0,73

27,79±0,67 23,71±0,27

22,99±0,13

Alongamento na ruptura (%)

25,44±1,83

116,3±8,4

833,9±48,0

368,1±25,2

O módulo de elasticidade está diretamente ligado com a emissão de ruído em sistemas de rolamento, contendo roda e trilho. Quanto menor o modulo de elasticidade menor é a quantidade de ruído emitida. O POM puro (P100) tem o maior módulo de elasticidade, e conforme é aumentado a quantidade de TPU na mistura o módulo de elasticidade diminui. O aumento da quantidade de TPU na mistura há um aumento no alongamento na ruptura do material e uma diminuição na resistência a tração. Isto está relacionado com a baixa cristalinidade do TPU. A Figura 3 ilustra os resultados de emissão das roldanas por frequências. Fazendo uma avaliação de todos os pontos com frequência entre 100 Hz e 3.150Hz a emissão de ruído é menor em roldanas injetadas com as misturas de poliacetal com TPU (mistura POM/TPU). As quatro posições do microfone foram identificadas como posição 01, 02, 03 e 04.

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Esta diminuição é visualizada com maior nitidez nas frequências entre 250 e 700 Hz. Avaliando os resultados das posições individuais na Figura 3, observa-se que há uma redução de ruído na faixa entre 200-1500 Hz. Com a avaliação individual de cada ponto pode-se concluir que em todos os pontos de medição ocorre uma tendência de roldanas injetas com as misturas poliméricas podem emitir uma quantidade menor de ruído em relação aos injetados em poliacetal puro.

Figura 3: Emissão acústica das roldanas de POM e misturas POM/TPU por frequências e posição do microfone (01, 02, 03, 04).

A partir das análises dos resultados, pode-se afirmar que há uma tendência de redução de emissão acústica nas mesmas frequências e nas mesmas proporções para os diferentes posicionamentos dos microfones no momento da captação do ruído.

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Figura 4: Emissão acústica das roldanas de POM e misturas POM0TPU em cada posição do microfone

A mistura de POM e TPU, com 40 e 60% de TPU (m/m) (P40 e P60) apresentaram uma redução significativa na emissão ruído. A utilização de material com menor módulo de elasticidade auxiliou na redução da emissão acústica, conforme estudo realizados em engrenagens [18].

4. CONCLUSÕES Com a mistura de POM e TPU, foi obtida uma redução de ruído nas faixas de 2001500 Hz. Comparativamente ao POM, as misturas com 40 e 60% de TPU apresentaram uma redução significativa na emissão ruído.

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Caracterização de apoios antivibráteis de cortiça A. Tadeua,b, J. Antónioa, F. Pedro b & S. Diasa a

Departamento de Engenharia Civil, Universidade de Coimbra, Rua Luís Reis Santos, 3030-788 Coimbra, Portugal, tadeu@dec.uc.pt b Instituto de Investigação e Desenvolvimento Tecnológico em Ciências da Construção – ITeCons, Rua Pedro Hispano, 3030-289 Coimbra, Portugal

RESUMO: O ruído e as vibrações no interior dos edifícios são referidos muitas vezes como factores de incomodidade pelos seus ocupantes. As vibrações sentidas nos edifícios podem ter origens diversas: funcionamento de equipamentos, impactos gerados pela actividade humana, obras, tráfego, etc. O adequado isolamento de equipamentos colectivos dos edifícios contribui para uma menor transmissão de vibrações à estrutura do edifício. Os apoios usualmente usados para suportar estes equipamentos são executados com materiais pouco ecológicos. Neste trabalho pretende-se caracterizar o comportamento dinâmico de um material natural, aglomerado de cortiça expandida (ICB), para verificar a sua adequabilidade para atenuar vibrações. O ensaio é montado de forma a garantir que o sistema se comporta como um sistema com um grau de liberdade em vibração livre. O provete é carregado, com massas variáveis, e sujeito à acção de cargas dinâmicas com diferentes frequências introduzidas pela rotação de massas excêntricas. Os parâmetros obtidos são a transmissibilidade, a rigidez dinâmica e o amortecimento.

KEYWORDS: vibração, isolamento, apoios resilientes, cortiça.

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1. INTRODUÇÃO O ruído e as vibrações são referidos como factores de incomodidade pelos ocupantes dos edifícios, seja na habitação, no trabalho ou em outros edifícios. As vibrações, transmitidas pelos elementos estruturais, podem estar relacionadas com o funcionamento de alguns equipamentos instalados nos edifícios, actividade sísmica, tráfego, e impactos gerados pela actividade humana [1,2,3]. A vibração pode ser reduzida actuando a nível da fonte de vibração ou no meio de transmissão. Uma das metodologias mais utilizadas é a actuação no meio de transmissão que pode ser materializada através de aplicação de camadas ou suportes discretos resilientes [1,4]. Com o aumento dos requisitos de conforto e prescrições legislativas, tem havido um progressivo desenvolvimento de materiais e tecnologias construtivas para fazer face à transmissão de vibração em edifícios. As investigações levadas a cabo têm dado origem a diversos estudos, quer de modelação numérica quer experimentais [5-8]. O tipo de material resiliente a escolher é a chave para obter um isolamento adequado e minimizar a transmissão da vibração. Existem isoladores variados, incluindo borracha, mantas resilientes, molas, câmaras-de-ar e isoladores pneumáticos. O desempenho do tipo de isolador, para uma aplicação, depende do tipo de máquina a ser isolada, da carga estática, da deflexão dinâmica e propriedades de amortecimento do amortecedor. No presente trabalho pretendem-se caracterizar as propriedades dinâmicas do aglomerado de cortiça expandida (ICB) para ser usada como material isolador de vibrações. A cortiça é um recurso abundante na floresta portuguesa, sendo Portugal um dos maiores produtores de cortiça a nível mundial. É um material natural, reciclável e renovável. Este material é amplamente usado como isolante térmico e como atenuador de vibrações em apoios de máquinas [9,10], mas por vezes as suas propriedades dinâmicas não estão disponíveis. Neste estudo, utiliza-se um equipamento especificamente projectado para este tipo de ensaios e ensaiam-se apoios com diferentes espessuras e massas volúmicas. Calculam-se parâmetros como a transmissibilidade, a rigidez dinâmica e o amortecimento.

2. PRINCÍPIO DE ENSAIO Os ensaios realizados neste trabalho utilizam a metodologia especificada na norma ISO 10846-3:2002 [11] para a determinação da rigidez dinâmica de apoios resilientes sob uma carga especificada. O método consiste em medições laboratoriais da transmissibilidade da vibração e é denominado método indirecto. O elemento resiliente a ser ensaiado é colocado entre duas massas rígidas (ver Figura 1). A massa no lado de entrada do elemento ( m1 ) tem uma dupla função: a sua rigidez é usada para fornecer as condições de contato e também pode ser usada para obter excitação unidirecional. A massa do lado da saída ( m2 ) também tem uma dupla função: a sua rigidez é utilizada para estabelecer as condições de contacto no lado receptor do isolador e as suas inércias de massa e de rotação devem ser suficientemente grandes para formar uma terminação de elevada rigidez dinâmica para todos os componentes de excitação do isolador. Os deslocamentos das massas são designados por u1 e u2 e a relação u2 u1 é designada por transmissibilidade. A mesma, pode ser determinada pelos correspondentes quocientes de velocidade ou aceleração. O princípio básico é que a força de bloqueio de saída é obtida a partir de medições de aceleração num corpo compacto de massa m2 que fornece vibrações suficientemente pequenas, no lado da saída do elemento a ser ensaiado. Esta massa de carregamento (bloqueio) deve estar dinamicamente desligada das outras partes do equipamento para prevenir transmissões marginais de vibração. Para uma vibração sinusoidal,

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a relação entre a rigidez dinâmica do elemento a ser ensaiado e a transmissibilidade da vibração medida é dada (usando a lei de Newton) por: k2,1 ≈

F2 u1

2

≈ − ( 2π f ) m2T for f ≫ f 0

(1)

sendo f 0 a frequência própria do sistema massa/mola formado por m2 e o elemento a ser ensaiado e T a transmissibilidade.

1. Fonte de vibração

4

2. Massa para distribuição de força 3. Provete de ensaio

3

4. Massa de carregamento

2 5

5. Isoladores de vibração

Figura 1: Exemplo de funcionamento do método indirecto

3. ENSAIOS LABORATORIAIS 3.1 Equipamento e instrumentação O equipamento utilizado para a realização destes ensaios foi projectado e desenvolvido no ITeCons, de acordo com as especificações da norma ISO 10846-3:2002 (ver Figura 2). O esquema do equipamento representa um sistema massa-mola com dois graus de liberdade. 1

2 7

3 4

5

8

1. Massa de carregamento (Blocking Mass) 2. Provete 3. Massa de excitação 4. Mola 5. Base do equipamento 6. Fonte de excitação

6

Figura 2: Representação CAD do equipamento desenvolvido A vibração é desencadeada pelo movimento de rotação de quatro massas excêntricas através de um servomotor SEW, modelo CMP63M. A frequência de excitação é controlada através do software Movitools 5.70, dando indicação das rotações por minuto que irão corresponder a uma certa frequência de excitação do conjunto (Hz). A base do equipamento, solidária com uma massa de excitação definida, é apoiada sobre quatro molas com uma rigidez total de 1031 kN/m. Sobre a massa de excitação coloca-se o provete que, com o

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decorrer do ensaio, vai sendo carregado progressivamente com outro conjunto de massas, designado por “blocking mass” (massa de carregamento). A massa de carregamento é constituída por placas de 74 kg, cada, que são colocadas umas sobre as outras, aparafusadas, sendo realizado um ensaio para cada massa, ao longo de toda a gama de frequências. A fonte de vibração já referida, é alimentada através de um servomotor com rotação máxima permitida de 6000 rpm. No entanto, o equipamento pode funcionar ao dobro da velocidade (12000 rpm / 200Hz) materializada através de uma transmissão conseguida a partir de uma correia dentada. O equipamento desenvolvido (Figura 2) é parte central de um sistema de ensaio que inclui elementos de aquisição e processamento de sinal: 3 acelérometros da marca Endevco 752A12, datalogger HBM MX840A e software Catman Easy v3.4 (aquisição de dados) e software Movitools 5.70 (controlo do servomotor). 3.2 Procedimento de ensaio Os provetes a caracterizar são colocados sobre a massa de excitação e são carregados de forma sucessiva, com placas de aço (cerca de 74 kg cada) de modo a que se obtenham resultados para diferentes massas. No topo dessas massas é colocado um acelerómetro e na base da massa de excitação são colocados dois acelerómetros. O ensaio é realizado para as massas de carregamento e intervalo de frequências definidos e é registada a amplitude das acelerações no domínio do tempo. Para cada uma dos sinais (sinal 1 – vibração da massa de excitação, sinal 2 – vibração da massa de carregamento) é aplicada uma transformada rápida de Fourier, FFT, dando origem à resposta no domínio da frequência. Para cada um dos sinais, em frequência, é lida a amplitude máxima atingida. O quociente entre a amplitude (aceleração) do sinal 2 (a2) e a amplitude do sinal 1, média da amplitude medida nos dois acelerómetros, (a1), permite calcular a transmissibilidade para cada frequência em análise. A repetição deste procedimento, para as várias frequências de ensaio, permite traçar uma curva de transmissibilidade ao longo da frequência, T = a2 a1 . Na Figura 3 apresenta-se um esquema da montagem do ensaio e um diagrama com os procedimentos efectuados. a2

a

1

Figura 3: Esquema/Procedimento de ensaio de cálculo da transmissibilidade e rigidez dinâmica 3.3 Descrição das amostras de ensaio No presente estudo, como já foi referido, anteriormente, escolheu-se o aglomerado de cortiça expandida (ICB) como material de ensaio. Os provetes ensaiados têm dimensões de 300mm x

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300 mm. Escolheu-se ICB com três massas volúmicas distintas, 110-120 kg/m3, 140-160 kg/m3 e 170-190 kg/m3. Para a massa volúmica de 110-120 kg/m3 vão apresentar-se resultados para três espessuras diferentes: 30mm, 40 mm e 50 mm. Para as restantes massas volúmicas apresentam-se resultados apenas para a espessura de 50 mm. A Tabela 1 resume as características dos provetes ensaiados.

Massa Volúmica Espessuras

Tabela 1: Identificação das amostras 110- 10 kg/m3 140-160 kg/m3 30 mm; 40mm; 50 mm 50 mm

170-190 kg/m3 50 mm

4. RESULTADOS 4.1 Transmissibilidade Nesta secção vão apresentar-se as curvas de transmissibilidade obtidas para os provetes descritos na secção anterior. Para cada provete, em cada gráfico sobrepõe-se as curvas de transmissibilidade para várias massas de carregamento. Na Tabela 2 apresentam-se as várias massas de carregamento utilizadas.

Designação Massa (kg)

Designação Massa (kg)

Tabela 2: Identificação das massas de carregamento M1 M2 M3 M4 M5 M6 M7 M8 73,80 147,50 221,40 295,20 369,00 442,80 516,60 590,40 Tabela 2: (continuação) M9 M10 M11 M12 M13 M14 M15 664,20 738,00 811,80 885,50 959,40 1033,30 1107,20

Na Figura 4, apresentam-se as curvas de transmissibilidade (em dB) obtidas para as várias espessuras de cortiça com massa volúmica de 110-120 kg/m3. Na Figura 5, apresentamse as curvas de transmissibilidade obtidas para as três massas volúmicas testadas, para uma espessura de 50mm. Para uma mesma espessura, por exemplo 30 mm (ver Figura 4a), verifica-se que, à medida que se vai aumentando o carregamento, a frequência de ressonância, do sistema massa/mola formado pela massa do carregamento e a cortiça, diminui. De uma forma geral, para uma mesma frequência, à medida que se aumenta o carregamento a transmissibilidade do elemento diminui, aumentando o isolamento. Esta diferença é mais notória para massas de carregamento mais baixas. Para a espessura de 30 mm verifica-se que para massas acima de 590 kg as curvas de transmissibilidade aproximam-se bastante na gama de frequências onde existe isolamento. Para a massa de carregamento de 811 kg, na frequência de 100 Hz atingem-se valores de transmissibilidade de aproximadamente -19 dB o que corresponde a cerca de 88,9% de isolamento. Observando a Figura 4, verifica-se que com o aumento de espessura, para uma mesma frequência e massa de carregamento, na gama de frequências em que existe isolamento, aumenta o isolamento devido os valores de transmissibilidade serem mais baixos. Na figura 5 observa-se que os valores mais baixos de transmissibilidade se obtêm para o ICB com massa volúmica mais baixa. No entanto, para as maiores massas de carregamento as curvas são praticamente coincidentes, o que revela que a cortiça já está demasiado comprimida para que o seu desempenho melhore à medida que se aumente o carregamento.

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Transmissibilidade (dB)

10

0 M15 M14 M13 M12 M11 M10 M9 M8 M7 M6 M5 M4 M3 M2 M1

-10

-20

-30

25

50

75

100

Frequência (Hz)

a)

20

Transmissibilidade (dB)

10

0 M15 M14 M13 M12 M11 M10 M9 M8 M7 M6 M5 M4 M3 M2 M1

-10

-20

-30

25

50

75

100

Frequência (Hz)

b)

20

Transmissibilidade (dB)

10

0

-10

-20

-30

M15 M14 M13 M12 M11 M10 M9 M8 M7 M6 M5 M4 M3 M2 M1

25

50 Frequência (Hz)

75

100

c) Figura 4: Curvas de transmissibilidade para várias cargas, para o ICB com massa volúmica de 110-120 kg/m3 e com as espessuras de: a) 30 mm; b) 40 mm; c) 50 mm.

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20

Transmissibilidade (dB)

10

0

-10

-20

-30

M15 M14 M13 M12 M11 M10 M9 M8 M7 M6 M5 M4 M3 M2 M1

25

50

75

100

Frequência (Hz)

a)

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Transmissibilidade (dB)

10

0 M15 M14 M13 M12 M11 M10 M9 M8 M7 M6 M5 M4 M3 M2 M1

-10

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-30

25

50

75

100

Frequência (Hz)

b)

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Transmissibilidade (dB)

10

0 M15 M14 M13 M12 M11 M10 M9 M8 M7 M6 M5 M4 M3 M2 M1

-10

-20

-30

25

50 Frequência (Hz)

75

100

c) Figura 5: Curvas de transmissibilidade para várias cargas, para o ICB com espessura de 50 mm e diferentes massas volúmicas: a) 110-120 kg/m3; b) 140-160 kg/m3;c) 170-190 kg/m3.

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Refira-se que para carregamentos muito elevados, superiores aos experimentados neste trabalho, esta massa volúmica poderá não ser aconselhada, podendo as massas volúmicas superiores terem desempenhos mais adequados para essas massas. Será importante fazer ensaios de resistência mecânica e compressibilidade aos materiais para compreender melhor o seu comportamento. 4.2 Rigidez dinâmica A rigidez dinâmica foi calculada para todas as frequências de ensaio que permitiram traçar as curvas de transmissibilidade. No entanto, os seus valores vão ser apresentados em bandas de um terço de oitava, de acordo com as recomendações da norma ISO 10846-3:2002, calculados através do somatório de valores respeitantes a pelo menos cinco frequências por banda. A rigidez dinâmica apresenta-se num gráfico de barras, expressa em dB (escala à direita), utilizando como valor de referência de rigidez 1N/m. Os níveis de aceleração apresentam-se no mesmo gráfico (em dB, escala à esquerda) através de uma linha vermelha (aceleração da massa de excitação) e de uma linha verde (aceleração da massa de carregamento). Na Figura 6 apresentam-se os valores da rigidez dinâmica e os níveis de aceleração para as diferentes espessuras do ICB de 110-120 kg/m3. Os cálculos apresentados referem-se a uma massa de carregamento de 1107 kg. Apesar de os valores da rigidez dinâmica serem apresentados para as bandas de frequência para as quais foi determinada a transmissibilidade da vibração, a fórmula utilizada para o seu cálculo só é válida em frequências muito superiores à frequência de ressonância do sistema massa/mola ensaiado. Assim, os valores apresentados só são válidos nas zonas onde a transmissibilidade é muito inferior a 1. Como se pode observar, o valor da rigidez dinâmica tende para valores que se aproximam nas gamas onde existe isolamento, isto é onde o nível de aceleração na massa de carregamento é inferior ao nível de aceleração da massa de excitação. De acordo com a Figura 6, com o aumento da espessura verifica-se uma diminuição da rigidez dinâmica, o que está de acordo com o esperado. Como se tinha verificado, pela análise da Figura 4, os maiores valores de isolamento tinham sido obtidos para a maior espessura, o que corresponde também a valores mais baixos de rigidez dinâmica. Por exemplo, para a espessura de 50 mm, na banda de terço de oitava de 50 Hz verifica-se o menor valor de rigidez dinâmica 17332650 N/m o que corresponde a cerca de 144.8 dB. Para a espessura de 50 mm, se aumentarmos a massa volúmica (não apresentado) o valor da rigidez dinâmica aumenta (especialmente na zona de isolamento), como era previsível a partir da análise das curvas de transmissibilidade (ver Figura 5). 4.3 Amortecimento Este método permite, também, determinar o factor de amortecimento do material, através do quociente entre a parte imaginária e a parte real do valor da transmissibilidade. A título de exemplo apresentam-se, na Tabela 3 os valores obtidos, para um carregamento de 1107 kg, para as três espessuras de ICB com massa volúmica de 110-120 kg/m3, nas frequências de 50, 63 e 80 Hz. Tabela 3: Factor de amortecimento do ICB de 110-120 kg/m3 para um carregamento de 1107 kg Frequência (Hz) 50 63 80 30 mm 0.203 0.167 0.143 40 mm 0.214 0.193 0.180 50 mm 0.193 0.181 0.173

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Para uma mesma espessura, verifica-se, nas frequências analisadas que o factor de amortecimento diminui com o aumento da frequência. 165

125 115 110 105

155

100 95

150

90 85

145

Nível aceleração (dB)

Rigidez Dinâmica (dB)

120 160

Rigidez dB La1 (dB) La2 (dB)

80 75

140 10 12,5 16

20

25 31,5 40

50

63

80

100 125 160 200

frequência (Hz)

a) 125

165

115

160

110 155

105 100

150

95 90

145

85

Nível aceleração (dB)

Rigidez Dinâmica (dB)

120

Rigidez dB La1 (dB) La2 (dB)

80 140

75 10 12,5 16

20

25 31,5 40

50

63

80

100 125 160 200

frequência (Hz)

b) 125

165

115 110

155

105 100

150

95 90

145

85

Nível aceleração (dB)

Rigidez Dinâmica (dB)

120 160

Rigidez dB La1 (dB) La2 (dB)

80 140

75 10 12,5 16

20

25 31,5 40

50

63

80

100 125 160 200

frequência (Hz)

c) Figura 6: Rigidez dinâmica e níveis de aceleração para o ICB 110-120 kg/m , sujeito a um carregamento de 1107 kg, e com espessura de: a) 30 mm; b) 40 mm; c) 50 mm 3

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5. CONCLUSÕES Neste trabalho efectuou-se a caracterização dinâmica de apoios antivibráteis constituídos em ICB com diferentes espessuras e massas volúmicas. Para a caracterização utilizou-se um equipamento projectado para o efeito. Obtiveram-se curvas de transmissibilidade da vibração, a rigidez dinâmica e o amortecimento dos materiais. Verificou-se que para uma mesma massa volúmica, com o aumento da espessura se obtêm melhores propriedades dinâmicas (para um mesmo carregamento). Quando se faz variar a massa volúmica, para uma mesma espessura, constata-se que as propriedades dinâmicas melhoram com a diminuição da massa volúmica, até determinados limites de carregamento associados com a maior compressibilidade da amostra. Foi possível quantificar as propriedades de isolamento à vibração de amostras de ICB, tendo-se obtido bons resultados de isolamento. Os resultados confirmam que o ICB é um material adequado para o isolamento de vibrações geradas por máquinas.

6. AGRADECIMENTOS Este trabalho é enquadrado na Iniciativa Energia para a Sustentabilidade da Universidade de Coimbra e apoiado pelo projeto Energy and Mobility for Sustainable Regions - EMSURE (CENTRO-07-0224-FEDER-002004). Agradece-se, ainda, o apoio do projecto BloCork (FCOMP-01-0202-FEDER-013373) e do “Instituto de Investigação e Desenvolvimento Tecnológico em Ciências da Construção – ITeCons”.

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS [1] Mak, C.M. & Yun, Y. A study of power transmissibility for the vibration isolation of coherent vibratory machines on the floor of a building. Applied Acoustics, 71, 368–372 (2010). [2] Tao, J. & Mak, C.M. Effect of viscous damping on power transmissibility for the vibration isolation of building services equipment. Applied Acoustics, 67, 733–742 (2006). [3] Moon, B.-Y., Kang, G.-J., Kang, B.-S. & Kelly, J.M. Design and manufacturing of fiber reinforced elastomeric isolator for seismic isolation. Journal of Materials Processing Technology, 130/131, 145– 150 (2002). [4] Nash, A. Resilient ceiling construction in residential buildings. Proceedings of 19th International Congress on Acoustics, Madrid (2007). [5] Bradley, J.S. & Birta, J.A. A simple model of the sound insulation of gypsum board on resilient supports. Noise Control Engineering Journal, 49, 216-223 (2001). [6] Hui, C.K. & Ng, C.F. Improvement of lightweight floating ceiling design with optimum stiffener and isolator locations. Journal of Sound and Vibration, 327, 333–353 (2009). [7] Ljunggren, F. & Agren, A. Development of a new damper to reduce resonant vibrations in lightweight steel joist floors. Applied Acoustics, 63, 1267–1280 (2002). [8] Su, S., Smith, S. & Fairfield, C. An experimental study of the effects of resilient bars on plate vibration. Applied Acoustics, 72, 241–247 (2011). [9] Gil, L. Cork Composites: A Review. Materials, 2, 776-789 (2009). [10] Silva, S.P., Sabino, M.A., Fernandes, E.M, Correlo, V.M., Boesel, L.F. & Reis, R.L. Cork: properties, capabilities and applications. International Materials Reviews, 50, 776-789 (2005). [11] EN ISO 10846-3, Acoustics and vibration – Laboratory measurement of vibro-acoustic transfer properties of resilient elements Part 3: Indirect method of the dynamic stiffness of resilient supports for translation motion, CEN (2002).

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Módulos de elasticidad en vibración transversal de algunas maderas crecientes en Chile P. Vargas 1, E. Baradit 2 & F. Guzman 3 1

Tesista Magíster en Ciencias Físicas, Departamento de Física, Universidad del Bío-Bío. 2 Departamento de Física, Universidad del Bío-Bío. 3 CITEC, Universidad del Bío-Bío.

RESUMEN: En este trabajo se diseñó y desarrolló un sistema para la determinación de los módulos de elasticidad (MOE) en vibración transversal de probetas de madera, basado en el uso de un sensor acústico y una interface Pasco 850. Por medio del software incorporado en la interface, se midieron las frecuencias fundamentales de vibración de distintas maderas crecientes en Chile, entre ellas: raulí, castaño, sequoya, encino y tepa. Las probetas fueron confeccionadas de acuerdo a norma DIN para ensayos de flexión estática de 20x20x400 mm. En este trabajo describen los fundamentos teóricos de esta técnica no destructiva, como también la metodología de trabajo enfocada ha determinar las características físico-mecánicas de los materiales mediante la vibración de una barra. Los resultados obtenidos por este montaje experimental preliminar mostraron valores más altos de los MOE en vibración para el encino y la tepa en comparación con la sequoya, variando estos entre 6.2 y 9.9 GPa. Las frecuencias fundamentales promedio de las especies se obtuvieron entre 453 y 579 Hz. Los resultados, se muestran en forma de gráficos densidad v/s frecuencia fundamental y MOE v/s densidad para las distintas especies. Se espera sin embargo, mejorar el sistema de adquisición de señales reemplazando el sensor acústico por un sensor de micro-vibraciones por contacto y el mejoramiento del software de procesamiento de transformadas de Fourier.

KEYWORDS: Técnicas no destructivas; módulo de elasticidad, métodos de vibración, frecuencia fundamental.

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1. FUNDAMENTOS TEÓRICOS En general, se denomina ensayo no destructivo a cualquier tipo de prueba practicada a un material que no altere de forma permanente sus propiedades físicas, químicas, mecánicas o dimensionales. Los métodos no destructivos se basan en la aplicación de fenómenos físicos tales como ondas electromagnéticas y ondas acústicas. La estimación de propiedades resistentes de la madera: densidad, módulo de elasticidad y tensión de rotura, se puede realizar mediante la utilización de diferentes técnicas; clasificación visual, clasificación mecánica y/o la medición de una serie de parámetros físicos que se utilicen como predictores de las mismas, por ejemplo, la velocidad de propagación de ultrasonidos [1] [2]. Los métodos no destructivos utilizados en la estimación de las propiedades de los materiales pueden clasificarse de diversos modos, los que en función de la naturaleza de la técnica en la que se basan, pueden clasificarse en: a) métodos mecánicos, b) métodos acústicos, c) métodos electromagnéticos y d) radiación penetrante. Este trabajo pretende desarrollar mediante vibraciones mecánicas un análisis de las propiedades elásticas de algunas maderas crecientes en Chile. La utilización de estas propiedades vibratorias data de los años cincuenta, y recientemente estas técnicas han sido estandarizadas. En este trabajo se muestra la metodología de investigación desarrollada para estimar estas propiedades, la cual describe el montaje experimental utilizado, la técnica de recolección de datos y la estrategia para su posterior análisis. Este trabajo constribuye de forma sencilla al estudio de propiedades mecánicas de los materiales.

1.1 Elasticidad La teoría de la elasticidad estudia la mecánica de los cuerpos solidos, considerados como medios continuos, los cuales bajo la acción de fuerzas aplicadas, se deforman, variando las distancias entre sus puntos interno, esto ocurre en mayor o menor grado [3]. Si la fuerza aplicada es lo suficientemente pequeña, el desplazamiento relativo de los diversos puntos en el material es proporcional a la fuerza y se establece que el comportamiento es elástico [4]. En todas las partes de un cuerpo que se halla en equilibrio mecánico, la resultante de las fuerzas es cero. Cuando ocurre una deformación el cuerpo deja de encontrarse en su estado de equilibrio original y aparecen fuerzas que tienden a llevarlo nuevamente al equilibrio. Estas fuerzas se llaman tensiones internas. La relación entre las tensiones y deformaciones de un cuerpo en el límite elástico es conocida Ley de Hooke, que en su forma tensorial tiene la siguiente expresion: σ!" =

!,! C!"#$ ε!"

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Â

donde los coeficientes đ??ś!"#$ son los mĂłdulos elĂĄsticos, componentes de un tensor de cuarto orden [5]. Para el caso unidimensional, Ďƒ = Ďƒ!! , â„° = ℇ!! , C = C!! = E y la ecuaciĂłn anterior se reduce a: Ďƒ = Eâ„°

(2)

donde E - MĂłdulo de elasticidad, â„°- DeformaciĂłn unitaria. 1.2 VibraciĂłn transversal En la mayoria de las estructuras se utilizan materiales para soportar diferentes tipos de esfuerzos, en particular en flexiĂłn y en vibraciĂłn. De esta manera se hace necesario la evaluacion de las propiedades de resistencia de dichos materiales en tales condiciones. AsĂ­ una barra es capaz de vibrar tanto transversal como longitudinalmente, y el acoplamiento interno entre las deformaciones hace difĂ­cil producir un movimiento sin el otro. Las vibraciones se explican por una continua transformaciĂłn de energĂ­a potencial, almacenada en el cambio de forma y en energĂ­a cinĂŠtica de las masas involucradas. Este traspaso de energĂ­a, no ocurre solamente con una distribuciĂłn espacial sino que tambiĂŠn temporal, por lo que vibraciones en forma de ondas [6]. Por ejemplo, si una barra larga y delgada es soportada por su centro y se pone a vibrar con un golpe de martillo dirigido tan cerca cĂłmo se pueda, a lo largo del eje de la barra, por lo general se encuentra que la ligera excentricidad inevitablemente en el golpe genera predominantemente vibraciones transversales en vez de longitudinales[5]. En donde los desplazamientos ocurren perpendicularmente al eje de la barra y por ende, a la direcciĂłn de propagaciĂłn de la onda, este tipo de ondas tambiĂŠn de les llama ondas de pliegue o flexiĂłn. En la acĂşstica interesa principalmente ondas de flexiĂłn, como se generan desplazamientos perpendiculares a la superficie estos producen mucha mas radiaciĂłn sonora que las ondas de torsiĂłn o longitudinales [6]. Cuando se curva la barra existe un momento de flexiĂłn (EcuaciĂłn 1) producto de las fuerzas que actĂşan sobre esta, este momento de flexiĂłn M estĂĄ definido de la siguiente manera [7]. !! !

M = −EI !!!

(3)

El efecto de distorsionar en la barra no solo se producen momentos de flexiĂłn sino tambiĂŠn fuerzas cortantes (EcuaciĂłn 2) Las fuerzas cortantes se relacionan con el momento de flexiĂłn de la siguiente manera [7]. (revisar el concepto de fuerza cortante, el nombre sobre todo) Luego la fuerza de cortante corresponde a: F! =

1329

!! !!

(4)


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Â

Entonces para el caso de la propagaciĂłn de ondas transversales a lo largo de una barra, la ecuaciĂłn que describe el movimiento es la ecuaciĂłn de onda, conocida como ecuaciĂłn de Euler-Bernoulli (EcuaciĂłn 3) [8]: !! !

!! !

EI !!! Â + Ď A !!! = 0

(5)

Donde la coordenada y mide el desplazamiento de la barra de su configuraciĂłn normal, mientras que la coordenada x la posiciĂłn. La soluciĂłn numĂŠrica demuestra que las frecuencias propias đ?‘“! son [9]. đ?‘“! =

!" ! !! !!!

3! , 5! , 7! , ‌ , 2n + 1

!

(6)

y para la frecuencia fundamental obtenemos: !" !

đ?‘“! =

!" !!!

3!

(7)

Si despejamos el mĂłdulo de elasticidad en tĂŠrminos de la frecuencia fundamental: đ??¸=

!" !! !!! !

!

(8)

!!!

donde: đ??¸: MĂłdulo de elasticidad đ??ź:  Momento de inercia đ?œŒ: Densidad đ??´: Ă rea secciĂłn transversal L: Largo de la barra đ?‘“! : Frecuencia fundamental Entendiendo que para una barra con sus extremos libres se cumple las siguientes posiciones nodales para cada frecuencia propia.   Â

Figura 1. Posiciones nodales para una barra libre libre. Â Â

1330


IX Congreso Iberoamericano de Acústica, FIA2014 Paper ID: 1310/p.5

Es decir para que en el momento del golpe la vibración en la barra se marca en mayor medida la frecuencia fundamental de vibraciones debemos ubicar los apoyos en las posiciones nodales para la frecuencia fundamental [7].

2. MATERIALES Y MÉTODOS En este estudio se utilizó madera raulí, castaño, encino, tepa y laurel como especies de maderas crecientes en Chile. Fueron confeccionadas probetas de acuerdo a norma DIN para ensayos de flexión estática de dimensiones 20x20x400 mm, las cuales fueron ensayadas en vibración transversal (figura 2). El montaje de estas probetas fueron sobre dos soportes rígidos simples a una distancia nodal de 0.224 L, donde L es el largo de la barra. Las vibraciones fueron estimuladas por impactos cuya duracion era extremadamente corta con respecto a la oscilacion producida lo que se conoce como impulse excitation of vibration technique (IET) o vibración transversal libre [10].

Figura 2. Probeta de madera. Para la determinación de las frecuencias fundamentales se utilizó una interface 850 PASCO (figura 3) y su correspondiente sensor acústico en uno de sus puertos analógicos. Las señales de amplitud se obtuvieron por medio del software 850 PASCO capstone (figura 4).

Figura 3. Equipo interface pasco 850 .

Figura 4. Software PASCO 850 capstone.

A continuación se incluyen algunas de las características del sensor acústico (figura 4). • • • •

Rango: 45dB (ruido de fondo) a 100dB (ruido estruendoso) Relación señal/ruido mejor que 60dB Respuesta en frecuencia: 20 Hz a 7.2 kHz Con dos etapas internas de preamplificación

Figura 5. Sensor acústico PASCO.

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IX Congreso Iberoamericano de Acústica, FIA2014 Paper ID: 1310/p.6

Como ejemplo, una imagen del peak de la frecuencia fundamental de la probeta de madera de raulí se muestra en la figura 6.

Figura 6. Espectro de frecuencia fundamental.

Las señales obtenidas por medio de este montaje experimental fueron observadas en la pantalla del computador principalmente en forma de peaks de las frecuencias fundamentales de vibracion de las probetas.

3. RESULTADOS Y ANALISIS En una primera etapa este trabajo se realizó con un montaje experimental preliminar y los resultados tanto para los módulos de elasticidad como los valores medios, desviaciones estandar y coeficientes de correlación para las diferentes especies se muestran en las tablas 14. Los valores de los módulos de elasticidad en vibración por frecuencias propias se muestran en la Tabla 1, en donde se observa claramente la menor resistencia elástica para la sequoya. Esto obviamente se debe a la estructura conífera y baja densidad de esta madera en comparación con las demás especies latifoliadas. Si bien es cierto esta especie vibra a una frecuencia fundamental mas alta que las otras especies, este valor es compensado con la baja densidad al calcular por medio de la fórmula (8), entregando un valor bajo para el MOE. Tabla 1.Medias y Desviaciones Estándar de los datos obtenidos para el MOE Media [Gpa] Desv.Estándar

Raulí 9,8 0,81

Castaño 9,5 4,70

Sequoya 6,2 0,70

Encino 9,9 4,20

Tepa 9,9 2,30

Tabla 2.Medias y Desviaciones Estándar de los datos obtenidos para las frecuencias

Media [Hz] Desv.Estándar

Raulí 502 17,19

Castaño 448 92,50

1332

Sequoya 579 29,57

Encino 453 83,19

Tepa 527 65,56


IX Congreso Iberoamericano de Acústica, FIA2014 Paper ID: 1310/p.7

Tabla 3. Medias y Desviaciones Estándar de los datos obtenidos para las densidades

3

Media[kg/m ] Desv.Estándar

Raulí 630 22,90

Castaño 726 65,12

Sequoya 301 25,88

Encino 761 62,62

Tepa 569 26,53

Tabla 4. Coeficiente de correlacion r2 para diferentes gráficos

Densidad v/s frecuencia Densidad v/s MOE MOE v/s frecuencia

Raulí 0,035

Castaño 0,581

Sequoya 0,067

Encino 0,222

Tepa 0,204

0,341

0,803

0,231

0,336

0,301

0,821

0,936

0,520

0,983

0,986

4. CONCLUSIONES Los resultados de este trabajo entregan valores de módulos de elasticidad en vibración calculados por medio de la frecuencia fundamental de vibración de probetas de las distintas especies, destacándose entre ellas el valor más bajo del MOE para la sequoya, debido a que es una madera blanda. Estos valores son obtenidos con un montaje preliminar por lo que en una etapa posterior será mejorado incorporando al sistema un sensor acústico de contacto de mayor sensibilidad.

5. AGRADECIMIENTOS

Los autores agradecen al programa de Magister en Ciencias Físicas, Departamento de Física y a la Dirección de Investigación de la Universidad del Bío-Bío por el apoyo y patrocinio de los proyectos Formación de Grupos de Investigación GI 120907/EF y regular interno 132407 3/R.

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6. REFERENCIAS [1] Baradit E., Niemz P., Some elastic constants of the chilean wood species: tepa, olivillo, laurel, lenga, alerce and mañio using ultrasound techniques. Wood research 57(3):497-504. (2012). [2] V. Bucur. Acoustic of Wood. CRS Press. (1995). [3] Landau, L.D. & Lifshiyz, E.M.: Física teórica “Teoría de la elasticidad”, Editorial Revertè S.A., Barcelona, Buenos aires, México, vol VII, pp 3-5. (1969). [4] Feynman R., Leighton R. y Sands M. Fisica, “Electromagnetismo y materia”, Addison-Wesley Iberoamericana, Vol II, pp 38-1. (1987). [5] Brown F., Física de los solidos: cristales ionicos, vibraciones de las redes e imperfecciones, Editorial Revertè S.A., Barcelona, pp 119-124. (1970). [6] Moser M. & Barros J.L., Ingeniería acústica, Teoría y aplicaciones, pp 84-90. (2004). [7] Kinsler, L.E., Fundamentos de acústica. Limusa Noriega editores, pp 103-113. (1995). [8] Divos, F. “Course in Non-Destructive Testing of Wood. Apuntes y presentaciones del curso”. ETS Ingenieros de Montes- ETS Arquitectura, UPM, Madrid. (2005). [9] Rossing T.D., Springer, Handbook of acoustics, pp 920- 922. (2007). [10] Baettig, R. Determinación del módulo de elasticidad de la madera mediante vibraciones transversales. Madera: Ciencia y Tecnología 3 (1 - 2): 48 - 51. (2001).

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Análisis y Clasificación de Nuevos Materiales Absorbentes Acústicos en Base a Biomateriales para la Aplicación en el Control del Nivel de Presión Sonora Reverberante al Interior de los Recintos. F. Guzmána, R. Espinozab & R. Garcíac a

Centro de Investigación en Tecnologías de la Construcción (CITEC), Universidad del Bío-Bío, Casilla 5-C, Concepción, Chile, fguzman@ubiobio.cl b Centro de Investigación en Tecnologías de la Construcción (CITEC), Universidad del Bío-Bío, Casilla 5-C, Concepción, Chile, respinoz@ubiobio.cl c Departamento de Ciencias de la Construcción,, Universidad del Bío-Bío, Casilla 5-C, Concepción, Chile, ragarcia@ubiobio.cl

RESUMEN: El presente trabajo tiene por objetivo caracterizar, experimentalmente, el comportamiento de absorción acústica en biomateriales, obteniendo con esto información relevante al momento de existir la necesidad de un diseño sustentable, concluyendo con una aplicación en un panel acústico tipo. La metodología empleada en la caracterización de estos nuevos materiales es por medio de técnicas experimentales descritas en el estándar ISO 10534-2, utilizando el tubo de ondas estacionarias perteneciente al Área Acústica de CITEC-UBB, Universidad del Bio-Bío. Los resultados esperados son, principalmente, el coeficiente de absorción sonora a incidencia normal y la impedancia acústica específica. Estos constituirán el Know How que sirve para diseñar, especificar y construir paneles resonadores que incluyan biomateriales como material absorbente. Esta información constituye un proceso innovador al presentarse al mercado nuevos materiales y productos de rendimiento similar o superior al ya existente, estimándose que el principal beneficiado con ésta iniciativa es la industria de la construcción, arquitectura sustentable, y todo usuario que demande un control del ruido reverberante en base a nuevos materiales. Se informan los resultados obtenidos a la fecha. El presente trabajo se enmarca dentro del proyecto UBB-FDI 14-12: Concurso Interno de Proyectos de Investigación, Desarrollo e Innovación. KEYWORDS: Sustentabilidad, confort ambiental, habitabilidad, biomateriales, innovación tecnológica.

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1. INTRODUCCIÓN 1.1 Planteamiento del Problema u Oportunidad El ruido se define como cualquier sonido no deseado o aquel calificado como desagradable o molesto por quien lo percibe, es un agente generador de estrés, dificulta la comunicación y los procesos de aprendizaje, afecta la recuperación de pacientes, el descanso, la mantención y conciliación del sueño, entre muchos otros efectos, los que, en definitiva, atentan progresivamente contra la salud y calidad de vida de la población expuesta. En recintos tales como auditorios, aulas, recintos educacionales en general, se hace realmente importante que el mensaje emitido sea recepcionado de manera óptima, donde la comprensión de la palabra hablada cobra protagonismo, traduciéndose en el concepto de inteligibilidad, y corresponde al criterio socioacústico más importante en el diseño de salas destinadas a transmitir la voz hablada. Los principales factores acústicos que atentan contra la inteligibilidad de la palabra son: a) el ruido de fondo, y b) el tiempo de reverberación El ruido al interior de los recintos se compone de aquel proveniente del exterior de éstos, cuya estrategia de control se centra en el aislamiento acústico a ruido aéreo y de impacto, y el ruido reverberante al interior de éstos, a causa de estar en presencia de superficies límite de los recintos de baja absorción sonora. Las estrategias de control de este ruido se centran principalmente en el acondicionamiento acústico de éstas superficies. La principales técnicas de control de la reverberación al interior de los recintos, es mejorar la absorción sonora de las superficies interiores (principalmente las que generan reflexiones de ondas sonoras inútiles y/o dañinas) mediante el recubrimiento con materiales absorbentes acústicos, tales como espumas acústicas, lanas de vidrio y minerales, cielos microperforados, entre otros, y paneles diseñados para absorber en determinado rango de frecuencia, tales como absorbentes resonadores de Helmoltz, ranurados, listonados, de membrana, entre otros, cuyo rendimiento puede mejorarse al incorporar material absorbente acústico en los volúmenes de aire encerrados al interior de éstos (cantidad en función del rango de frecuencia a controlar). Estos materiales, en su proceso de fabricación involucran actividades no amigables con el medio ambiente. La inclusión en sus componentes, de aditivos y materiales sintéticos altamente contaminantes, sin posibilidad de reciclaje y reutilización, dan cuenta de un ciclo de vida con impactos y costes asociados no optimizados, lo que implica una alta carga ambiental. En el mercado es posible encontrar información referente a la absorción acústica de materiales tradicionales, sin embargo, dentro del marco de la construcción sustentable no existe información referente a las propiedades de absorción acústica de biomateriales, tales como sistemas de raíces prensadas, fibras en base a celulosa, lana de animal, entre otros más. Para la caracterización y especificación apropiada de éstos nuevos materiales se requiere previamente estudiar la fenomenología asociada a los procesos de absorción sonora a través de los materiales y componentes de éstas, la influencia de la resistencia al flujo de aire, porosidad, factor de estructura y tortuosidad, fenómeno complejo que amerita trabajo experimental para responder interrogantes tales como: ¿Es posible encontrar biomateriales con buenas propiedades físicas de absorción acústica? ¿Cuál es el desempeño de estos biomateriales referente a los materiales presentes en el mercado? ¿Cómo influye la inclusión de estos biomateriales en paneles absorbentes? La teoría nos ofrece modelos matemáticos que alimentan softwares comerciales que actúan de herramientas de cálculo, destinados a la caracterización de los materiales y

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soluciones constructivas. No obstante se hace necesario elaboración de prototipos y evaluaciones de prueba a nivel de laboratorios para responder debidamente a estas preguntas. 1.2 4.2 Planteamiento de la Solución El proyecto donde se enmarca este trabajo postula a generar innovación en nuevos materiales con propiedades de absorción acústica, aportando con información referente a su comportamiento de forma individual, y dentro de un sistema de panel absorbente. El resultado final es el Know How que sirve para diseñar, especificar y construir paneles absorbentes acústicos de alto desempeño. Las soluciones a desarrollar se diferencian de las existentes en el mercado nacional actualmente por sus propiedades sustentables y únicas a nivel país. Conceptualmente las soluciones se tipifican como innovadoras además, toda vez que no existen en el mercado y su desarrollo requiere construir conocimiento que demanda trabajo de Investigación y Desarrollo (I+D). Se estima que el principal beneficiado con esta iniciativa sea la industria de la construcción, arquitectura sustentable, y todo usuario que demande un control del ruido reverberante en base a nuevos materiales.

2. METODOLOGÍA 2.1 Programa experimental 1: Medición del Coeficiente de Absorción Acústica a Incidencia Normal El objetivo de ésta actividad es realizar las pruebas y ensayos preliminares de los biomateriales recopilados, a los cuales se obtendrá información referente al coeficiente de absorción sonora a incidencia normal mediante la técnica experimental descrita en el estándar ISO 10534-2, utilizando el tubo de ondas estacionarias perteneciente al Área Acústica de CITEC-UBB. El Coeficiente de Absorción Sonora, α, se define como la razón entre la intensidad de energía acústica absorbida por una superficie y la intensidad de la energía acústica incidente sobre ella. El método de ensayo empleado es el descrito por la norma ISO 10354-2:1998 “Acoustics – Determination of sound absorption coefficient and impedance in impedance tubes – Part 2: Transfer-function method”. La medición de características de absorción a incidencia normal en la muestra esta basada en mediciones en tubo de onda plana para luego obtener la función de transferencia:

⎛ H12 − e − jks ⎞ j 2 kL ⎟⎟ ⋅ e α = 1 − ⎜⎜ jks e − H 12 ⎠ ⎝

(1)

Donde: H12 : Función de Transferencia. k : Número de onda. (m-1) s : Distancia de separación entre micrófonos. (m) L : Largo del tubo de impedancia. (m) El ensayo se realiza siguiendo el procedimiento de la citada normativa. Se configuran dos posiciones de micrófono, altavoz en un extremo del tubo y la muestra a ensayar en el extremo opuesto. La señal sonora utilizada para el ensayo corresponde a ruido blanco,

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midiéndose por bandas de 1/3 de octava, registrando las frecuencias centrales entre 125 y 1.000 Hz. Todo el sistema es debidamente calibrado. Los equipos empleados se detallan a continuación: Tabla 1: Identificación de los instrumentos de medición. Equipo Marca Modelo Serie 2 Micrófonos Brüel & Kjaer 4942 2330460 / 2330462 Front-end (Hardware de Adquisición) Brüel & Kjaer 3560C 2419121 Software Pulse LabShop Brüel & Kjaer 9.0.0.352 039008BA Amplificador de Potencia Brüel & Kjaer 2716C 2401241 Fuente Omnidireccional Brüel & Kjaer 4295 2368616 Calibrador Acústico Brüel & Kjaer 4231 2422540 Los materiales recolectados a la fecha corresponden a los siguientes:

Tableros de aglomerado textil 100% algodón. Tableros de aglomerado textil 100% algodón más poliéster. Residuos y desechos de industria textil. Tablero de madera contrachapada de 12 mm de espesor. Tablero de madera contrachapada de 12 mm de espesor, ranurado. Tablero de madera contrachapada de 12 mm de espesor, perforado. Placas de terciado 9mm de espesor y cámara de aire de 40mm. Aglomerado de raíces. Aglomerado de celulosa. Aglomerado de fibra de madera. Aglomerado de corteza de árbol. Lana animal. Tablero de madera de 15 mm de espesor. Tablero de madera de 8 mm de espesor. Aglomerado de desechos de la agroindustria. Papel yeso Paneles rechazo de celulosa.

2.2 Aplicación a panel tipo con propiedades de absorción acústica Simulación numérica de los materiales, componentes y producto en su totalidad. Para esta actividad se utilizará como herramienta de cálculo el software ZORBA de la firma MARSHALL DAY, perteneciente al Área Acústica de CITEC-UBB. El biomaterial que presente las mejores propiedades de absorción acústica mediante la actividad anterior conformará el interior del panel absorbente tipo, convirtiéndose en variante y/o alternativa sustentable de los materiales existentes hoy día en el mercado. 2.3 Programa experimental 2: Evaluación del desempeño de panel tipo con propiedades de absorción acústica. La técnica experimental es consistente en la comparación del tiempo de reverberación de una sala de clases perteneciente al Departamento de Ciencias de la Construcción, Universidad del Bío-Bío: a) sin intervención en su superficie interior, y b) recubriendo una superficie de 19 m2 frente a la posición del docente con panel (variando material absorbente interior del panel:

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con lana de vidrio tradicional, para luego reemplazarse por el biomaterial obtenido en actividad anterior). El ensayo comparativo se realizará de acuerdo a los lineamientos establecidos en la norma ISO 3382-2:2008 Acoustics - Measurement of room acoustic parameters - Part 2: Reverberation time in ordinary rooms.

3. RESULTADOS 3.1 Programa experimental 1: Medición del Coeficiente de Absorción Acústica a Incidencia Normal Los resultados esperados serán consistentes en los valores de coeficientes de absorción a incidencia normal de materiales derivados de desechos orgánicos pertenecientes a la agroindustria, industria forestal, innovaciones en aglomerados de fibra vegetal, y todo compuesto resultante de la combinación de éstos. Estos valores se compararán con los obtenidos para materiales absorbentes acústicos existentes en el mercado nacional. 3.2 Aplicación a panel tipo con propiedades de absorción acústica El diseño del panel tipo se realizó utilizando como herramienta de cálculo el software ZORBA de la firma MARSHALL DAY, perteneciente al Área Acústica de CITEC-UBB. Dicho diseño posteriormente fue validado experimentalmente obteniendo sus propiedades de absorción acústica mediante la técnica experimental descrita en el estándar ISO 10534-2 (Figura 1).

Figura 1: Muestras en el tubo de impedancia, con respectivo material absorbente. Los resultados de ésta actividad consistió en la construcción de paneles tipo con propiedades de absorción acústica, en base a perforaciones superficiales que generan resonadores de Helmholtz acoplados (Figura 2). Panel sintonizado en frecuencias mediabajas.

Figura 2: Detalle de paneles tipo.

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a)

b)

Figura 3: Detalle secuencia de montaje de paneles tipo: a) secuencia de fijación a muro, y b) disposición final del montaje. 3.3 Programa experimental 2: Evaluación del desempeño de panel tipo con propiedades de absorción acústica. Los resultados obtenidos darán cuenta de una mejora en el tiempo de reverberación al interior de una sala tipo al utilizar biomaterial al interior del panel tipo, dando a conocer las bondades que trae la innovación en la utilización de estos materiales. A la fecha, los resultados obtenidos en esta actividad son consistentes en la evaluación del tiempo de reverberación de una sala de clases perteneciente al Departamento de Ciencias de la Construcción (Figura 4), Universidad del Bío-Bío: a) sin intervención en su superficie interior, y b) recubriendo una superficie de 19 m2 frente a la posición del docente con panel tipo, utilizando como material absorbente al interior del panel lana de vidrio tradicional.

Figura 4: Ensayo de tiempo de reverberación al interior de la sala de clases. Se aprecia que la mayor diferencia de desempeños se presenta en la zona de frecuencias donde el panel presenta mayor absorción sonora, siendo coherente con el fenómeno físico que se pretende estudiar (Figura 5).

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Tiempo de Reverberación (s)

1,2 1 0,8 0,6 Sin tratamiento Con tratamiento

0,4 0,2 0 100

125

160

200

250

315

400

500

630

800 1000 1250 1600 2000 2500 3150 4000

Frecuencia (Hz)

Figura 5: Comparación de valores de tiempo de reverberación al interior de la sala de clases con y sin recubrimiento frontal.

4. CONCLUSIONES Con la metodología propuesta es factible caracterizar las propiedades de absorción acústica de biomateriales, con el objeto de presentarse como alternativa sustentable a los ya presentes en el mercado, nacional e internacional. Esta metodología, al combinar técnicas de simulación con experimentación en laboratorio, permitió generar una importante herramienta para validar las hipótesis referentes al uso alternativo de nuevos materiales, amigables con el medio ambiente, y de desempeño prestacional competitivo en el mercado nacional. Para comprender de mejor forma los procesos asociados a la absorción acústica de estos materiales, se propone ampliar este análisis caracterizando además la: a) resistencia al flujo, b) porosidad y c) tortuosidad. En adición a lo anterior, y dentro del marco de la construcción sustentable, habitabilidad y eficiencia energética, se hace necesario estudiar la correlación existente entre las propiedades de absorción acústica de estos materiales y las de aislamiento térmico a través de la cuantificación de la conductividad térmica por el método del anillo de guarda. Queda pendiente la caracterización del cuerpo de biomateriales propuestos para ser aplicados en la industria de la construcción sustentable y el análisis económico que implica su implementación. Esta información constituye un proceso innovador al presentarse en el mercado nuevos materiales y productos de rendimiento similar o superior al ya existente, estimándose que el principal beneficiado con ésta iniciativa es la industria de la construcción, arquitectura sustentable, y todo usuario que demande un control del ruido reverberante en base a nuevos materiales

5. AGRADECIMENTOS Este trabajo fue financiado por la Universidad del Bío-Bío, por medio del proyecto UBB-FDI 14-12: Concurso Interno de Proyectos de Investigación, Desarrollo e Innovación.

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Diseño y construcción de un medidor de resistividad al flujo y porosidad para caracterizar materiales absorbentes J. Rebolledoa & J.P. Arenasb a

Instituto de Materiales y procesos termo-mecánicos, Universidad Austral de Chile, Casilla 567, Valdivia, Chile, juanrebolledo@uach.cl b Instituto de Acústica, Universidad Austral de Chile, Casilla 567, Valdivia, Chile, jparenas@uach.cl

RESUMEN: Los valores de la resistividad al flujo y porosidad están relacionados con la capacidad de un material para absorber las ondas sonoras. La porosidad se determina midiendo la fracción del volumen vacío dentro del material con respecto al volumen total de éste. La resistividad al flujo es la dificultad de una corriente de aire para fluir a través de un material, por unidad de espesor, y se determina midiendo simultáneamente el gradiente de presiones en las caras del material y la velocidad del flujo de aire. En este trabajo se han diseñado y construido dos aparatos para medir estos parámetros. Uno se basa en el porosímetro de Champoux, el cual asume un gas ideal. Así, se miden simultáneamente el cambio de presión isotérmico con un manómetro y el cambio de volumen con un micrómetro, para un volumen cerrado que contiene la muestra. El sistema se calibra con muestras de porosidad conocida. La resistividad al flujo se mide utilizando una columna de agua variable con una bomba, que actúa como pistón hidráulico, basado en el dispositivo de Iannace. La velocidad de ascenso de la columna de agua se puede regular para permitir un flujo estable, unidireccional y laminar a través de la muestra. El sistema fue diseñado usando los datos de una simulación CFD. Los dos métodos mostraron excelente precisión al medir las propiedades de un material absorbentes poroso.

KEYWORDS: Resistividad al flujo, porosidad, dispositivo de medición.

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1. INTRODUCCION El objetivo de este trabajo fue diseñar y construir un banco de pruebas para medir la resistividad al flujo y la porosidad de materiales absorbentes porosos, para caracterizar el comportamiento acústico de un material. Se ha medido la resistencia al flujo y la porosidad de fibra de celulosa a granel de pino sin blanquear. Esta presenta características macroscópicas de tipo granular, en el cual la absorción acústica se produce por un proceso de transferencia de calor producto de la viscosidad del aire contenido en el material [1]. En forma microscópica, el material está compuesto de filamentos entrelazados entre sí, formando pequeños canales intersticiales que traspasan el material en el cual la onda acústica ingresa a ellos, provocando una vibración de estas fibras, generando una pérdida de energía de la onda sonora por una dispersión entre las fibras y por la vibración de cada una de ellas. Por estas razones, el mecanismo de absorción acústica es una combinación del comportamiento de un material fibroso y uno granular [2]. La impedancia acústica se puede medir o bien, estimar usando métodos desarrollados en forma experimental y/o teóricos [3]. Para materiales absorbentes fibrosos, Alba et al. [4], desarrollaron un modelo teórico, basado en el trabajo de Voronina [5]. En este se modela una función analítica que varía con la porosidad del material, la frecuencia del sonido f y el diámetro promedio de la fibra. Un modelo semi-empírico fue desarrollado por los autores Delany y Bazley [6], en el cual caracterizaron materiales absorbentes fibrosos de lana mineral graficando los valores de la impedancia (Z) y de la constante de propagación (Γ), en función del producto de la frecuencia y la resistividad al flujo (σ). Por otro lado, Biot [7], desarrolló un modelo teórico analizando la propagación de las ondas en un sólido poroso que posee una estructura elástica. Yoon [8] aplicó las ecuaciones empíricas de Delany y Bazley a materiales fibrosos con porosidad cercana a la unidad. La resistividad al flujo fue obtenida midiendo la caída de presión producida por la resistencia que opone la muestra al flujo de aire, como se muestra en la Figura 1, para lo cual se usó un tubo de flujo.

−0.754 −0.732 ⎡ ⎤ ⎛ ρ0 f ⎞ ⎛ ρ0 f ⎞ − j 0.087 ⎜ Z = ρ 0 c0 ⎢1 + 0.0571⎜ ⎥ ⎟ ⎟ ⎝ σ ⎠ ⎝ σ ⎠ ⎣⎢ ⎦⎥

2π f Γ= c0

−0.7 −0.595 ⎡ ⎤ ⎛ ρ0 f ⎞ ⎛ ρ0 f ⎞ − j 0.189 ⎜ ⎢1 + 0.0978 ⎜ ⎥ ⎟ ⎟ ⎝ σ ⎠ ⎝ σ ⎠ ⎢⎣ ⎥⎦ f 10−2 ≤ ≤ 1

σ

Figura 1: Tubo de flujo usado para medir la resistencia al flujo de aire.

2. MATERIALES Y METODOS 2.1 Resistividad al flujo: método acústico La resistencia al flujo es la razón entre la diferencia de presión sonora entre dos puntos y la velocidad del flujo de aire que pasa a través del material. El método acústico fue desarrollado por Ingard y Dear [9,10] y se basa en medir la función de transferencia H12 entre dos

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micrófonos ubicados en un tubo de ondas con terminación rígida. La Figura 2 muestra el diseño y construcción del dispositivo [9].

Figura 2: Tubo de impedancia construido para medir resistencia al flujo por el método de Ingard y Dear (1985). En la base del tubo inferior se encuentra un flange para apoyar el altavoz. Los tubos van unidos mediante un flange de conexión entre los cuales se coloca una membrana transparente al ruido, la cual sirve como elemento de apoyo de la muestra a granel. Inmediatamente debajo de la muestra se ubica un micrófono de condensador de ¼ de pulgada, cuya membrana está montada a ras en la pared del tubo. A una distancia de 825 mm, se encuentra el otro micrófono, justo antes de una tapa de acero, que forma un cierre rígido y reflectante. Según Ingard y Dear [10], la impedancia normalizada al flujo está dada por la siguiente ecuación ⎧ ⎛ 1 ⎞ ⎛ p1 ⎞ θ = j imag ⎜ ⎪ ⎟ = imag ⎜ ⎟ 1 Z n −1 ⎪ ⎝ H 12 ⎠ ⎝ p2 ⎠ = θ + jχ = j ( − 1) ⇒ ⎨ ρ 0 c0 H 12 ⎛ p1 ⎞ n −1 n −1 ⎪ 1 ⎪ χ = real H12 ( −1) = real ⎜ p ⎟ ( − 1) ⎝ 2⎠ ⎩

(2)

( )

A bajas presiones, la parte real (resistencia), representa la resistencia al flujo y es mucho mayor que la parte imaginaria (reactancia), por lo que se puede asumir que

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θ=

⎛ ⎜ ⎛ p ⎞ p1 1 = ⇒ Lp1 − Lp2 = 20 ⋅ log ⎜ 1 ⎟ ⇒ r = ρ 0 c10⎝ p2 H 12 ⎝ p2 ⎠

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Lp1− Lp 2 ⎞ ⎟ 20 ⎠

(3)

La resistividad al flujo se determina dividiendo la ecuación (3) por el espesor de la muestra. 2.2 Resistividad al flujo: método del flujo de aire

La resistividad al flujo es una medida indirecta de los poros abiertos del material y está definida como el inverso de la permeabilidad, esto es

σ=

∆p S l Q

(4)

donde l es el espesor del material poroso, Q es el flujo volumétrico, S es el área del material y ∆p es el gradiente de presión. Basado en la Norma ISO 29053 [11], existen dos métodos para medir la resistividad al flujo mediante un flujo de aire: Método de Flujo Constante En este método se colocan dos materiales porosos en serie, usando uno con resistencia al flujo conocida como material de referencia y, en función de ésta, se determina la resistividad del segundo material, dada por [12]

σ = R1

∆p2 S ∆p1 l

(5)

Método del Flujo Variable Schiavi et al. [13] construyeron una máquina en la cual un pistón genera un movimiento oscilatorio, haciendo variar el aire dentro del tubo con la misma frecuencia, generando un diferencial de presión. Esta presión es medida con un micrófono y un sistema de procesamiento de señales en tiempo real, el diferencial de presión es medido con un micrófono de condensador. Esto se realiza para una velocidad lineal del flujo de aire V entre 0.5 y 4 mm/s, con lo que se obtiene la resistividad al flujo por

σ=

1 ∆p V l

(6)

Kashaninejad y Tabil [14], fabricaron un equipo, el que con un ventilador centrífugo impulsa un cierto caudal de aire por un conducto recto hacia una estación de estabilización, a partir de la cual se impulsa un flujo recto hacia el material. Dicho caudal se mide con un anemómetro y la presión es medida en diferentes posiciones de la muestra. Benkreira et al. [15] midieron la resistencia al flujo en muestras de polímeros y espumas de poliuretano usando un aparato creado por ellos, en el cual la muestra es colocada en un dispositivo para medir el diferencial de presión del flujo de aire que pasa por él. Oliva y Hongisto [3] midieron la resistividad al flujo para diferentes configuraciones de lana mineral. Para esto usaron un cilindro circular de diámetro 63.5 mm, en el que pusieron la muestra midiendo el diferencial de presión. El aire fue proporcionado mediante una bomba de vacío, con un caudal volumétrico de aire entre 3 y 10 l/min. Mediante un regulador se aseguró un caudal constante de aire al tubo de 0,094 l/min. Tomando como referencia los trabajos anteriores y el trabajo de Iannace et al. [16], se diseñó y construyó un dispositivo para medir resistencia al flujo, que se esquematiza en la

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Figura 3. El diseño permite asegurar un flujo constante de aire a través de la muestra, para lo cual se ha considerado un dispositivo que actúa como pistón hidráulico. Se ingresa un flujo constante de agua al pistón con lo cual, al subir el nivel, produce un desplazamiento del aire a velocidad constante. Se puede medir el tiempo de subida de la columna para determinar el caudal. Este flujo de aire es guiado a la cámara de prueba mediante mangueras. La idea de tener cámaras separadas es para no afectar la velocidad del aire con el aumento en la altura de la columna de agua. En la Figura 4 se muestran dos fotografías del equipo construido.

Figura 3: Esquema del equipo de medición de resistividad al flujo construido. Para no afectar la pérdida de presión al pasar el aire por la muestra, se debe asegurar un flujo laminar y sin interferencias del aire, para lo cual se calculó el Número de Reynolds para el aire:

ReD =

υ

⇒ ReD =

0,13x0,05 ⇒ ReD = 360 << 2300 ⇒ Régimen laminar. 1,8e − 5

Considerando 0,13 m/s como el valor de velocidad máxima del aire en la cámara de alimentación de aire, se realizó una simulación en el programa FLUENT de ANSYS, con el propósito de asegurar que: - las líneas de corriente del flujo sean perpendiculares a la muestra. - en ninguna parte del circuito de aire se sobrepase la velocidad del sonido - se evite la compresibilidad del aire. - el tubo sea lo suficientemente largo para no ser afectado por singularidades. Se consideró como dominio de simulación el aire contenido en el pistón, en el circuito de aire y en la cámara de aire hasta la entrada del dispositivo de sujeción de muestras. Con el propósito de asegurar el funcionamiento en condiciones más exigentes, se ha asumido una velocidad del pistón que provoque una velocidad del aire 20 veces mayor que la velocidad máxima usada durante los ensayos. La Figura 5 muestra el dominio de simulación y el campo de velocidades, con lo que se obtiene una velocidad máxima del aire dentro del circuito de 78 m/s en el codo, antes de entrar a la cámara de aire. El detalle se aprecia en la Figura 6.

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Figura 4: Detalle de la bomba y del sistema de tuberías del equipo construido.

Figura 5: Dominio usado para la simulación y Perfil de velocidades del aire.

Figura 6: Detalle del perfil de velocidades.

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La Figura 7 muestra un detalle ampliado de las velocidades, observándose claramente que el flujo es unidimensional sin verse afectado por singularidades.

Figura 7: Detalle del perfil de velocidades con escala ampliada 7 y 20 veces. 2.3 Porosidad

Para materiales con poros abiertos y una estructura elástica, como es el caso de la fibra de celulosa, se define la porosidad como la razón entre el volumen de aire contenido y el volumen total ocupado por la muestra de material [17]. La absorción de las ondas sonoras al interior del material depende de los poros abiertos, por lo cual sólo se considera el volumen de aire de los poros abiertos y los cerrados forman parte de la estructura del material. Basado en un trabajo previo de Beranek [18], Champoux et al. [19] desarrollaron un método experimental para medir el volumen de aire contenido en la muestra de material y así determinar la porosidad. Este consiste en producir un cambio isotérmico del volumen de aire contenido en un espacio cerrado y el cambio de la presión permite, a través de la ley de los gases ideales, determinar el volumen de aire contenido en la muestra. Usando el mismo principio ya señalado, se diseñó y construyó un equipo para determinar la porosidad en muestras de materiales porosos. El esquema del aparato se muestra en la Figura 8 y la Figura 9 muestra una fotografía del dispositivo construido. El funcionamiento es el siguiente: a través de la válvula 03 se llena el contenedor 01 con aire a presión, manteniendo cerrada las válvulas 04, 05 y 07. Enseguida, en el contenedor 08 se coloca la muestra abriendo la tapa. Una vez colocada la muestra, se cierra la tapa hermética y se abre la válvula 04 para igualar presiones. A continuación se cierra la válvula 04 y se abren las válvulas 05 y 07. Se desplaza muy lentamente el husillo 09 con el pistón 11, midiendo el desplazamiento con el micrómetro 10. La variación de presión se mide en el manómetro digital 06. Para verificar la sensibilidad del medidor de porosidad construido, se confeccionó un patrón de porosidad conocida, el cual consiste de un cilindro de bronce (densidad 8,46 gr/cm3), de diámetro 62,5 mm y altura 20 mm, al que se le confeccionaron 553 perforaciones de 1 mm de diámetro y 9,5 mm de profundidad, según se muestra en la Figura 9. Al calcular la razón entre el volumen de aire contenido y el volumen del patrón, se encuentra que la porosidad nominal en este caso es de φ=0,07.

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Figura 8: Esquema del equipo fabricado para medir porosidad.

Figura 9: Fotografía del porosímetro y del patrón de porosidad.

3. RESULTADOS Y CONCLUSIONES Se midió la porosidad y la resistividad al flujo de aire mediante el método acústico y de flujo de aire, a muestras de celulosa a granel, de diferente espesor y en estado seco. Usando una pesa electrónica y para un volumen conocido, se obtuvo un valor promedio de densidad igual a 96.4 kg/m3 para la celulosa seca. La Tabla 1 muestra los resultados obtenidos de la resistividad al flujo mediante el método acústico, considerando una densidad del aire de 1,21 kg/m3, velocidad del sonido de 343,2 m/s y utilizando una frecuencia de 123 Hz. En este caso, la longitud de onda corresponde a 2,79 m. La Tabla 2 muestra los resultados promedios obtenidos de la resistividad al flujo para la misma muestra de material mediante el método del flujo de aire. Con el aparato construido, se midieron los valores de porosidad φ para cuatro muestras de celulosa seca y para cinco ensayos con la muestra patrón. Las mediciones realizadas y los resultados experimentales se muestran en la Tabla 3.

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Tabla 1: Resistividad al flujo mediante el método acústico. muestra

posición

Cálculos

Espesor (mm)

Lp1 (dB)

Lp2 (dB)

σ (Ns/m4)

seco

50

103,2

109,8

3882

seco

70

103,3

107,6

3614

seco

110

103,5

104,3

3441

seco

115

103,3

104,0

3330

Estado

Tabla 2: Resistividad al flujo mediante el método del flujo de aire. Muestra

Caudal de agua m3/s

Altura columna de aire, m

Velocidad del aire m/s

∆P N/m2

50 mm 70 mm 110 mm 115 mm

0,0000556 0,0001478 0,00006 0,0000932

0,4 0,4 0,4 0,4

0,02848 0,07528 0,0306 0,04752

6 18 12,5 19,4

Resistencia Resistividad al flujo al flujo N s/m3 N s/m4 211,6 243,2 416,5 420,6

4230 3470 3785 3656

Tabla 3: Resultados experimentales para la porosidad de las muestras. Muestra Celulosa seca a 105°C por 24 hr. Muestra patrón

Porosidad 0,98 0,0708

En la Tabla 4 se resumen los valores promedio y el cálculo del error entre los dos métodos, considerando al método del flujo de aire como el valor verdadero. Se puede apreciar que para este material en particular, el error es menor al 10%, que se puede considerar bastante aceptable y que está dentro de los valores obtenidos en estudios anteriores sobre métodos alternativos para medir la resistividad al flujo de materiales porosos [20]. Tabla 4: Cálculo del error en los valores promedio de resistividad al flujo en las muestras de celulosa seca. Método Error Error Método del Espesor acústico absoluto porcentual flujo de aire mm Ns/m4 Ns/m4 % Ns/m4 50 4230 3882 347,5 8,2 70 3471 3614 142,9 4,1 110 3785 3441 343,9 9,1 115 3656 3330 326,5 8,9 En resumen, para la celulosa seca el valor de resistividad al flujo promedio obtenidos por el método de resistencia al flujo de aire es de 3567±240 Ns/m4, y la porosidad promedio medida fue de 0.98±0.012.

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Se puede concluir que ambos dispositivos construidos estiman de buena forma los parámetros de resistividad al flujo y porosidad de materiales porosos absorbentes del sonido y serán de gran utilidad para el estudio de materiales y su modelación teórica.

4. AGRADECIMIENTOS Este trabajo ha sido financiado por el proyecto FONDECYT 1110605.

REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS [1] Arenas JP, Crocker MJ. (2010). Recent trends in porous sound-absorbing materials for noise control. Sound and Vibration 44(7), 12-17. [2] Juliá Sanchis E. (2008). Modelación, simulación y caracterización acústica de materiales para su uso en acústica arquitectónica. Tesis doctoral. Universidad Politécnica de Valencia. [3] Oliva D., Hongisto V. (2013). Sound absorption of porous materials- Accuracy of prediction methods. Applied Acoustics 74, 1473-1479. [4] Alba J., del Rey R., Ramis J., Arenas JP. (2011). An inverse method to obtain porosity, fibre diameter and density of fibrous sound absorbing materials. Archives of Acoustics 36(3), 561–574. [5] Voronina N. (1994). Acoustical properties of fibrous materials. Applied Acoustics 42(2), 165-174. [6] Delany ME., Bazley EN. (1970). Acoustical properties of fibrous absorbent materials, Applied Acoustics 3(2), 105-16. [7] Biot M.A. (1956). Theory of propagation of elastic waves in a fluid-saturated porous solid, I. Low frequency range. Journal of the Acoustical Society of America 28, 168-178. [8] Yoon G.H. (2013). Acoustic topology optimization of fibrous material with Delany-Bazley empirical material formulation, Journal of Sound and Vibration 332, 1172-1187. [9] Arenas JP, Rebolledo J (2013). Acoustic characterization of loose-fill cellulose crumbs obtained from wood fibers for sound absorption. In: Proceedings of Internoise. Innsbruck. [10] Ingard K.U., Dear T.A. (1985). Measurement of acoustic flow resistance, Journal of Sound and Vibration 103(4), 567-572. [11] ISO 29053 (1993). Acoustics. Materials for acoustical applications. Determination of airflow resistance, International Organization for Standardization, Geneva. [12] Sagartzazu X., Hervella-Nieto L., Pagalday JM. (2008). Review in sound absorbing materials. Archives of Computational Methods in Engineering 15(3), 311-342 [13] Schiavi A., Guglielmone C., Miglietta P. (2011). Effect and importance of static-load on airflow resistivity determination and its consequences on dynamic stiffness, Applied Acoustics 72, 705-710. [14] Kashaninejad M., Tabil LG. (2009). Resistance of bulk pistachio nut (Ohadi variety) to airflow, Journal of Food Engineering 90, 104-109. [15] Benkreira H., Khan A., Horoshenkov KV. (2011). Sustainable acoustic and thermal insulation materials from elastomeric waste. Chemical Engineering Science 66, 4157-4171. [16] Iannace G., Ianniello C., Maffei L., Romano R. (1999). Steady-state airflow and acoustic measurement of the resistivity of loose granular materials, Journal of the Acoustical Society of America 106(3), 1416-1419. [17] Crocker M., Arenas JP. (2008). Use of sound-absorbing materials. Chapter 57. Handbook of Noise and Vibration Control. John Wiley & Sons, New York. [18] Beranek LL. (1942). Acoustic impedance of porous materials, Journal of the Acoustical Society of America 13, 248-260. [19] Champoux, Y., Stinson, M. R., and Daigle, G. A. (1991). Air-based system for the measurement of porosity, Journal of the Acoustical Society of America 89(2), 910-916. [20] Del Rey R., Alba J., Arenas JP., Ramis J. (2013). Evaluation of two alternative procedures for measuring airflow resistance of sound absorbing materials, Archives of Acoustics 38(4), 547–554.

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Aplicación de herramientas avanzadas de procesamiento de señales para el diagnóstico de fallas en rodamientos mediante emisiones acústicas y vibraciones D. Quezadaa & C.M. Vicuñab a

Laboratorio de Vibraciones Mecánicas, Universidad de Concepción, Edmundo Larenas 270 (int.), Concepción, Chile, dquezada@udec.cl b Laboratorio de Vibraciones Mecánicas, Universidad de Concepción, Edmundo Larenas 270 (int.), Concepción, Chile, crimolin@udec.cl

RESUMEN: Las emisiones acústicas (AE) son ondas de alta frecuencia que se propagan a través de los materiales y se generan por fuentes internas o superficiales. Entre sus aplicaciones se encuentran su uso como método de diagnóstico de falla en rodamientos y otras aplicaciones de monitoreo de condición de sistemas mecánicos y estructuras. Sin embargo, las AE no gozan de la misma popularidad que el análisis de vibraciones, incluso cuando pueden resultar ventajosas en ciertas situaciones. Principalmente porque para obtener una lectura correcta deben cumplirse requisitos tales como continuidad entre la fuente y el punto de medición, superficie plana para instalación del sensor, presencia de grasa o gel acoplador, etc. Por otra parte, el análisis de vibraciones es una técnica más flexible que en la mayoría de los casos sólo precisa de una fijación sencilla del acelerómetro a la superficie de medición. En este artículo, se presenta un caso de aplicación en rodamientos con condiciones de medición deficientes debido a la presencia de interferencia electromagnética (EMI) y al contacto seco metal-metal entre el anillo externo del rodamiento y el alojamiento. Por medio de filtros generados con la ayuda de técnicas avanzadas de procesamiento de señales dichas lecturas se mejoran considerablemente.

KEYWORDS: Emisiones acústicas, Diagnóstico de fallas en máquinas, EMI, Procesamiento de señales, Análisis cicloestacionario.

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1. INTRODUCCIÓN Los descansos de elementos rodantes son uno de los elementos más ampliamente utilizados en máquinas rotatorias. El modo intrínseco de falla de un rodamiento se produce por fatiga superficial debido a esfuerzos de contacto de Hertz [1]. La falla se inicia normalmente como una microgrieta subsuperficial que eventualmente alcanza la superficie y forma una zona de daño localizado. Las fallas localizadas producidas por este mecanismo se pueden situar en la pista externa, en la pista interna y/o en los elementos rodantes. Estando a lo menos uno dañado, la interacción entre una pista y un elemento rodante producirá cambios en algunas variables mecánicas, como vibraciones y emisiones acústicas. Tradicionalmente, los métodos más usados para el diagnóstico de fallas en rodamientos se basan en el análisis espectral de la envolvente de señales vibratorias medidas en el alojamiento. Entre los diversos procedimientos para obtener el espectro de la envolvente de una señal proveniente de una falla en rodamiento, el más estudiado ha sido el método de la HFRT [2]. La primera etapa de este método, y de otros métodos similares, corresponde a la selección de una banda de frecuencia sobre la que se aplica un filtro paso alto. La banda de frecuencia seleccionada debe ser tal que exista una alta relación señal/ruido entre la componente de la señal proveniente de la falla y el resto de la señal (ruido) [3]. La sensibilidad del método a la correcta elección de dicha banda es crítica. Una elección incorrecta de la banda de paso puede conducir a una evaluación errónea del daño en el rodamiento. La hipótesis de comportamiento lineal del sistema rodamiento/alojamiento sugiere que la banda de frecuencia óptima se encuentra en torno a una de sus frecuencias resonantes, la cual puede ser detectada por medio de ensayo de impacto o diferencia de PSD [4] [5]. Sin embargo, el primero requiere mediciones adicionales y el último requiere de información histórica, las cuales no se encuentran disponibles en algunos casos. En los últimos años, varias herramientas de procesamiento de señales han sido desarrolladas con el objetivo de automatizar la selección de la banda de frecuencia óptima para la etapa de filtrado. En principio, dichos métodos son capaces de encontrar indicios de la falla sin otro requerimiento que la señal por si sola. Entre dichos métodos se pueden mencionar las herramientas de análisis cicloestacionario, filtros autoregresivos, el kurtograma, etc. [6] La técnica de las emisiones acústicas (AE) es otra alternativa útil para el monitoreo y diagnóstico de fallas en rodamientos. Las AE son ondas elásticas transientes de alta frecuencia provenientes de fuentes en el interior o en la superficie de las estructuras y que se propagan en todas las direcciones. Los fundamentos teóricos de las AE provienen de la propagación de ondas elásticas en un medio continuo [7] [8]. A pesar que las AE fueron introducidas hace casi medio siglo para el monitoreo de rodamientos [9], la técnica de las AE no es tan popular como el análisis de vibraciones, incluso aunque en ciertas situaciones su aplicación resulta ventajosa, por ejemplo cuando la velocidad de rotación del eje es baja. Las principales desventajas de la técnica de las AE son la necesidad de una trayectoria continua entre la fuente y el sensor, y dificultades asociadas al montaje del sensor [10]. Por otra parte, el análisis de vibraciones es más flexible y sólo requiere que el sensor se encuentre solidario a la superficie donde se medirá, lo que puede realizarse, por ejemplo, utilizando una base magnética.

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2. DESCRIPCIÓN DEL PROBLEMA Los descansos de elementos rodantes se encuentran instalados típicamente con el anillo interno fijo al eje rotatorio y el anillo externo fijo al alojamiento. El sensor de AE se instala solidario a la superficie externa del alojamiento, en una zona previamente rectificada. Con el objetivo de mejorar la transmisión de AE entre el alojamiento y el sensor se agrega una sustancia viscosa entre ambos. Esta situación describe el típico procedimiento de medición de AE para el monitoreo de rodamientos. Incluso si se han tomado precauciones para un correcto montaje del sensor sobre el alojamiento, aún sigue existiendo una importante discontinuidad entre la fuente de AE (en este caso la zona dañada) y el sensor, que corresponde a la interfaz entre el anillo externo y el alojamiento. Entre ambas superficies existe un contacto seco, es decir, existe contacto metal-metal parcialmente y el resto está lleno con aire. Desafortunadamente, la técnica de las AE es altamente sensible a interfaces de este tipo debido a que la mayor parte de las ondas de AE que alcanzan la interfaz se reflejan al primer medio (anillo externo), y sólo una pequeña fracción se refracta hacia el segundo medio (el alojamiento). Esto se debe al alto coeficiente de reflexión y al consecuentemente bajo coeficiente de refracción que son el resultado de la diferencia de impedancia acústica entre los elementos de la interfaz de contacto seco (acero y aire) [11]. Esto se traduce en que las ondas de AE transmitidas al alojamiento, y de ahí al sensor, han perdido una cantidad significativa de energía y amplitud debido a la interfaz. Por esta razón, algunos investigadores han medido las AE con el sensor montado directamente sobre la pista externa [12] [13], pero esto difícilmente puede lograrse en un entorno industrial. Por otra parte, en la práctica los sensores de AE son propensos a captar interferencia electromagnética (EMI), lo que resulta en que la señal medida se encuentre contaminada. Dependiendo de la intensidad de la actividad AE generada, de la atenuación debido a la interfaz anillo externo/alojamiento, y de la atenuación intrínseca debido a la propagación, puede ocurrir que las ondas de AE transmitidas tengan una magnitud similar e incluso menor que la magnitud de la contaminación por EMI. En el caso presentado en la siguiente sección, estamos interesados en estudiar la posibilidad de usar las AE medidas en el alojamiento para estimar el tamaño de un defecto artificialmente realizado en la pista externa de un descanso de elementos rodantes de rodillos cónicos. Para dicho propósito, se realiza un análisis de las formas de onda de AE y vibraciones. Sin embargo, no es posible analizar directamente la forma de onda de AE porque la señal medida se encuentra fuertemente contaminada con EMI. En este caso, la fuente de EMI es el sistema conformado por el motor AC y el variador de frecuencia. Esta es la típica fuente de EMI a la cual la instrumentación para medir AE se ve usualmente expuesta en la práctica.

3. INSTALACIÓN EXPERIMENTAL El banco de ensayos, mostrado en la Figura 1 (descripción de elementos en Tabla 1), posee un eje de diámetro 35 mm montado sobre dos descansos de elementos rodantes de rodillos cónicos de designación 30207. La carga radial se aplica sobre el eje, en el punto medio entre los descansos, por medio de un gato tijera que fue calibrado previamente para cuantificar la carga efectiva aplicada sobre el eje. Un motor AC controlado por un variador de frecuencia se conecta con el eje mediante un acoplamiento flexible.

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(a)

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(e)

(b) (d)

(c)

Figura 1: Esquema del banco de ensayos de rodamientos Tabla 1: Descripción de los componentes del banco de ensayos Componente ( Figura 1) (a) (b) (c) (d) (e)

Descripción Rodamiento lado libre, 30207 Rodamiento lado motor, 30207 Gato tijera calibrado Acoplamiento flexible Motor de inducción trifásico, 1.5 HP, controlada por un variador de frecuencia

Figura 2: Instalación de los sensores de AE y aceleración La medición de AE fue realizada utilizando un transductor piezoeléctrico de banda ancha Piezotron 8152B2, el cual fue ubicado en el alojamiento del descanso lado libre, como se muestra en la Figura 2. También un acelerómetro fue instalado en el alojamiento para la medición de vibraciones en paralelo a las AE. Además, fue rectificada una superficie en el alojamiento para un apropiado montaje del sensor de AE. Se utilizó grasa de silicona como acoplante entre dicho sensor y la superficie rectificada. El defecto artificial fue ubicado en la superficie de la pista externa del rodamiento lado libre. Posee la forma de una línea ortogonal a la dirección de rodadura del elemento rodante, y abarca todo el ancho de la pista externa (Figura 3a). El ancho de la línea es aproximadamente 0,4-0,5 mm. Detalles de la zona dañada pueden observarse en la amplificación obtenida con un microscopio óptico en la Figura 3b. De acuerdo a la cinemática del rodamiento, la frecuencia de falla para pista externa fija es de 7,12 veces la velocidad de rotación del eje.

(a)

(b)

Figura 3: (a) Defecto artificial sobre la pista del rodamiento lado libre y (b) amplificación a 4,0X

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4. RESULTADOS En las señales medidas, la EMI del sistema de potencia y las AE provenientes de la falla tiene el mismo orden de magnitud. Como se mencionó antes, esto se debe a que la mayor parte de la energía de los transientes de AE generados por la interacción entre los elementos rodantes y la falla no se transmite a través de la interfaz anillo externo/alojamiento. En la Figura 4 se muestra una porción de la medición de AE proveniente del rodamiento dañado, donde la presencia de EMI resulta evidente. En el intervalo de tiempo comprendido entre 1,8 y 2,7 ms (Figura 4a) se observa una débil actividad AE debido a la falla, que se observa mejor al comparar con el caso sano (Figura 4b). Ambas porciones de la señal fueron elegidas para mostrar la influencia del defecto en las mediciones. Cabe destacar que al observar una porción más larga de la señal, los transientes de AE debido al defecto no son distinguibles debido que la EMI es dominante. Concretamente, las diferencias entre las señales de los casos con y sin falla no son observables en una porción extensa de la señal. Se evalúa la posibilidad de usar un filtro para incrementar la relación señal-ruido. El objetivo es encontrar una banda de frecuencia apropiada para este fin. La inspección del espectro no proporciona ningún indicio debido a que la signatura de EMI domina gran parte del dominio frecuencia. Descriptivamente, en este caso las EMI están representadas por armónicos a una frecuencia fundamental de 9 kHz con múltiples bandas laterales a 100 Hz. Una inspección más en detalle realizando zoom en bandas de frecuencia en torno a los armónicos de 9 kHz permite observar síntomas del defecto, en la forma de componentes separadas a la BPFO dispersas a lo largo del dominio frecuencia. Sin embargo, es difícil definir un filtro mediante esta inspección. Por lo tanto, otros métodos deben considerarse. El primer método usado para determinar la banda de paso del filtro es la diferencia PSD. Este método consiste simplemente en efectuar la diferencia entre la PSD en decibeles del rodamiento en condición defectuosa y en condición sana. Se supone que las bandas de frecuencia que muestran un mayor valor de diferencia PSD son aquellas que están asociadas a la falla en el rodamiento. El segundo método considerado es la Spectral Kurtosis (SK). Este método encuentra las bandas de frecuencia donde se localizan las componentes de la señal con mayor actividad impulsiva. Suponiendo que dicha actividad impulsiva se debe a la presencia del defecto y que su contenido frecuencial es aproximadamente homogéneo. Se espera que este método encuentre las bandas asociadas a la falla. El uso de la SK, y concretamente del kurtograma, se ha incrementado en los últimos años [14] [15]. -3

x 10

5

V

(a)

0

-5

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

4.5

5 -3

x 10 -3

x 10

(b)

V

5

0 -5

0

0.5

1

1.5

2

2.5 s

3

3.5

4

4.5

5 -3

x 10

Figura 4: Señales de AE de (a) un rodamiento defectuoso y de (b) un rodamiento sano, con fuerte presencia de EMI. La velocidad rotacional es de 8 Hz y la carga radial de 300 kg

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Los métodos de la diferencia PSD y la SK están basados en la energía y la forma de la señal, respectivamente, pero ninguno considera el hecho de que los transientes de AE provenientes de la falla se repiten en forma aproximadamente periódica. El último método estudiado es la Distribución de Peak Ratio Cicloestacionaria (Ciclostationary Peak Ratio Distribution, CPRD), el cual sí aprovecha esta característica fundamental. Tradicionalmente, el indicador Peak Ratio (PR) es una cantidad escalar descriptiva que se calcula del espectro y se define como ∑ ∑

(1)

Donde es el -ésimo armónico, es la -ésima línea espectral, y y son el número total de armónicos y líneas espectrales a considerar, respectivamente. Definido de esta forma, el Peak Ratio se usa como un indicador del grado de visibilidad de un cierto grupo de armónicos sobre un rango frecuencial específico. Conociendo el hecho de que las señales de AE provenientes de fallas en rodamientos exhiben características cicloestacionarias de segundo orden [16], se considera el cálculo del PR basado en distribuciones cicloestacionarias, en vez de otra representación espectral. De acuerdo a esto, el PR se calcula a lo largo del eje de las frecuencias cíclicas para cada valor ( ). De esta forma, modificado la de frecuencia f del mapa de la coherencia espectral Ecuación (1) para calcular el PR tradicional se obtiene la Ecuación (2) para calcular la CPRD. ( )

∑ ∑

( ) ( )

(2)

Donde (Ball Pass Frequency of the Outer race) es la frecuencia de falla y es la resolución de la frecuencia cíclica. El resultado es una distribución de PR a lo largo del dominio frecuencia. Debido a que los armónicos considerados para el cálculo son aquellos que poseen una frecuencia fundamental igual a la frecuencia de falla, la distribución obtenida permite vislumbrar en que bandas de frecuencia las características de segundo orden de dichos armónicos son más fuertes. La coherencia espectral de las AE medidas con el rodamiento fallado se muestra en la Figura 5. La carga radial aplicada es de 300 kg y la velocidad de rotación del eje es de 8 Hz. Para esta velocidad la frecuencia de falla esperada es de 57 Hz. La actividad cicloestacionaria de segundo orden producto del defecto se evidencia en las líneas discretas que aparecen a determinadas frecuencias cíclicas que se aproximan a la frecuencia de falla esperada y a sus armónicos. El resultado de los tres métodos aplicados a la señal de AE contaminada de la Figura 4a se muestra en la Figura 6. En ellos, sólo el resultado de la spectral kurtosis difiere significativamente. Por el contrario, los resultados obtenidos mediante el método de la diferencia de PSD y por el método de la distribución de Peak Ratio cicloestacionaria (CPRD) indican aproximadamente el mismo rango frecuencial para filtrado. A continuación, la señal de AE contaminada con EMI es filtrada de acuerdo a los resultados obtenidos (Figura 7). Como se esperaba, la señal obtenida cuando se filtra utilizando los resultados obtenidos del método de la SK es completamente diferente del resto, y no permite encontrar síntomas de la falla. El problema no es el método de la SK como tal, sino que las hipótesis para su aplicación no son correctas. En efecto, las señales asociadas la falla son de naturaleza impulsiva (transientes), pero no poseen un contenido frecuencial

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homogéneo necesariamente. En este caso particular, un solo transiente excita un rango frecuencia distinto al resto. Incidentalmente, en dicho rango es mucho más impulsiva y, por lo tanto, la SK es mayor que en otros rangos.

1

0.5

0 0

14 50

12 10

100

4

x 10

8 150

6 200

Cyclic Frequency 

4

Frequency f

Figura 5: Mapa de la coherencia espectral de un rodamiento defectuoso a partir de señales completas de Figura 4 (La frecuencia f y la frecuencia cíclica se encuentran en Hz)

PSD-diff, dB

Por otra parte, las señales filtradas con los métodos de la diferencia de PSD y de la CPRD son similares. Ambas señales filtradas revelan correctamente el patrón de AE producido por la falla en el rodamiento. Sin embargo, es importante destacar que el método de la diferencia de PSD requiere de una medición adicional en condición saludable. Este no es el caso del método de la CPRD, siendo más ventajoso. Más aún, las características selectivas del método de la CPRD -en términos de los armónicos en frecuencia cíclica que se seleccionan para el cálculo de la CPRD- lo hacen más robusto ante la presencia de otras posibles fuentes cicloestacionarias de AE de segundo orden. Por este motivo, de aquí en adelante este trabajo se centra en este método.

(a)

5

0

0

5

10

15 4

x 10

(b)

SK

1000 500 0

0

5

10

15 4

x 10

(c)

CPR

20 10 0

0

5

10 f [Hz]

15 4

x 10

Figura 6: Resultados de los tres métodos para determinación de filtro. (a) Diferencia PSD, (b) Spectral Kurtosis y (c) Distribución de PR cicloestacionaria

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Las señales filtradas por medio del método de la CPRD se utilizan para estimar el tamaño del defecto. Las AE generadas cuando un elemento rodante pasa sobre la zona dañada están compuestas por múltiples transientes debido a la interacción entre el elemento rodante y las múltiples irregularidades que forman el defecto [17]. Típicamente, la entrada y la salida del elemento rodante hacia y fuera de la zona dañada producen diferentes transientes, dependiendo de la forma del defecto. En este caso de estudio, dos transientes son dominantes por cada interacción, como se puede ver en las porciones de la señal presentadas en la Figura 8. En el caso de las señales de vibración (aceleración), la presencia del defecto es evidente pero no es posible observar mayor detalle de la interacción mencionada. La estimación del tamaño del defecto se realiza en términos del arco que abarca a lo largo de la pista externa por medio de (3)

rad

donde es la frecuencia rotacional del portaelementos o jaula del rodamiento en rad/s y es el periodo de tiempo en segundos entre las dos amplitudes máximas dentro de la actividad AE producto de la interacción de un elemento rodante con la pista externa dañada. Conocido el diámetro de la pista externa, es posible estimar el tamaño del defecto en mm. Los resultados de la estimación de la Ecuación (3), presentados en la Tabla 2, concuerdan con el tamaño real del defecto, mostrado en la Figura 3. Se observa que a mayores valores de velocidad de rotación del eje el periodo disminuye mientras que la atenuación del transiente no lo hace, lo cual resulta en la fusión de ambos transientes. Por tanto, la evaluación del daño por medio de este método está limitada a bajas velocidades de rotación del eje. Para velocidades de rotación más altas, otros investigadores han propuesto estimar el tamaño de falla en base a la duración del transiente fusionado [18]. Sin embargo, dicha duración puede ser difícil de determinar a mayores velocidades de rotación debido a que el nivel de actividad continua de AE generada por la interacción entre los elementos rodantes y la zona no dañada de la pista aumenta con la velocidad. Entonces, incluso cuando a velocidades de rotación mayores los transientes de AE poseen más energía, la relación señal ruido puede ser menor que a bajas velocidades de rotación. 0.02

(a)

0 -0.02

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

0.2

0.4

0.6

0.8

1

0.2

0.4

0.6

0.8

1

0.2

0.4

0.6

0.8

1

-3

5

V

(b)

x 10

0 -5

0

0.01 0

V

(c)

-0.01

0 -3

V

5

(d)

x 10

0 -5

0

s

Figura 7: Señal de AE (a) sin filtrar, (b) filtrada según diferencia de PSD, (c) filtrada según Spectral Kurtosis, y (d) filtrada según CPRD

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-3

5

0.05

0 -5

V

V

(a)

x 10

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

0 -0.05

4 -3

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

x 10 5

0.1

0 -5

V

V

(b)

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

0 -0.1

4 -3

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

x 10 5

0.1

V

V

x 10

0 -5

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

0 -0.1

4 -3

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

x 10 x 10

0.1

0 -5

V

V

(d)

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

0 -0.1

4

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

-3

x 10 0.2

0

V

V

0.01

-0.01

4 -3

x 10

(e)

4 -3

x 10

-3

5

4 -3

x 10

-3

(c)

4 -3

x 10

-3

x 10

0

0.5

1

1.5

2 s

2.5

3

3.5

4

0 -0.2

0

-3

x 10

0.5

1

1.5

2 s

2.5

3

3.5

4 -3

x 10

Figura 8: Señales de AE filtradas de acuerdo al método de la CPRD (izquierda) y señales de vibración (aceleración) para velocidades de rotación de (a) 6 Hz, (b) 7 Hz, (c) 8 Hz, (d) 9 Hz, y (e) 10 Hz Tabla 2: Tamaño estimado del defecto a distintas velocidades de rotación Velocidad de rotación eje [Hz]

Tamaño estimado del arco [rad]

Ancho [mm]

6 7 8 9 10

0,0129 0,0108 0,0101 0,0119 0,00987

0,0129 0,339 0,316 0,375 0,309

5. CONCLUSIÓN Se investigó el problema de la estimación de tamaño de un defecto localizado en un rodamiento utilizando señales de AE y vibraciones medidas en el alojamiento. En el caso de las AE no es posible abordar el problema directamente debido a la presencia de interferencia electromagnética (EMI) en las señales medidas. Se utilizan tres métodos para la definición de un filtro que incremente la relación señal-ruido de la señal de AE; llamados diferencia de PSD, Spectral Kurtosis (SK) y distribución de Peak Ratio cicloestacionaria (CPRD). Se encontró que los resultados entregados por el método de la SK fueron deficientes, debido a que las hipótesis en las que se basa para el procesamiento de señales de rodamientos no son válidas en la práctica. Por otra parte, los resultados obtenidos de los métodos de la diferencia de PSD y del CPRD fueron similares, en ambos casos resultando en señales filtradas capaces de revelar apropiadamente los síntomas asociados al defecto. Esto es, con ambos métodos se puede reducir significativamente la presencia de EMI en la señal filtrada. Sin embargo, el método de la CPRD es ventajoso debido a que (i) no requiere una medición en condición saludable, como es el caso de la diferencia de PSD; y (ii) porque permite seleccionar la frecuencia cíclica de interés (la frecuencia de falla y armónicos), haciendo al método apto

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para situaciones donde otras componentes cicloestacionarias de segundo orden están presentes en la señal. Finalmente, el método de la CPRD se aplica a las señales de AE y se utiliza para estimación del tamaño de falla, obteniéndose resultados que están en concordancia con las dimensiones reales del defecto. Debido a que a velocidades de rotación más altas los transientes originados por la interacción entre el elemento rodante y la sección dañada de la pista externa se fusionan, el presente método de estimación de daño se restringe a bajas velocidades de rotación. En el caso de las vibraciones, las señales evidencian la presencia del defecto pero no permiten evaluar cuantitativamente su tamaño.

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Comportamiento vibratorio de un reductor planetario de una etapa. J.Parraa & C.M.Vicuñaa a

LVM-UdeC, Universidad de Concepción, Edmundo Larenas 219 (of. 336), Concepción, Chile, javierparra@udec.cl

RESUMEN: Los reductores planetarios son utilizados en muchas aplicaciones industriales, tales como, maquinarias mineras y transmisión principal de helicópteros, debido a la buena relación que existe entre las altas cargas que soporta y su tamaño reducido con respecto a las transmisiones normales. El estudio de las vibraciones debidas a su funcionamiento es necesario, en pos de la búsqueda de parámetros que permitan monitorear y discernir el estado en que estos sistemas se encuentran. A pesar de esto, su comportamiento vibratorio no ha sido estudiado profundamente, a diferencia de los reductores comunes. En este trabajo se plantean dos modelos que describen su comportamiento vibratorio: el modelo fenomenológico, que se basa en la observación de la cinemática del sistema y el modelo de parámetros concentrados, que se basa en la resolución numérica de las ecuaciones del movimiento. Los resultados obtenidos de ambos modelos no son directamente comparables, debido a la diferencia que existe en el marco de referencia intrínseco a cada modelo. Por esta razón, proponemos una metodología que permite la comparación del comportamiento vibratorio obtenido por cada uno de los modelos. Además se presentan resultados experimentales, contrastándose con los resultados de ambos casos.

KEYWORDS: Transmisiones planetarias, análisis de vibraciones, modelos de vibraciones, monitoreo de condición, diagnóstico de fallas.

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1. INTRODUCCIÓN Una transmisión planetaria de una etapa es una unidad de transmisión de potencia mecánica. Consiste en un engranaje central, llamado sol, que engrana con uno o más engranajes intermedios, llamados planetas, ubicados en diferentes posiciones angulares alrededor del engranaje central. Los planetas son mantenidos en su posición por una estructura llamada carrier. Además, los planetas engranan con un engranaje externo llamado anillo, el cual se mantiene fijo durante la operación. La Figura 1 muestra esquemáticamente una vista en corte de esta transmisión. Cuando la transmisión es usada como reductora de velocidad, la entrada de ésta es el sol. Mientras el sol rota, los planetas son forzados a rotar alrededor de su propio eje de rotación, pero como ellos engranan a su vez con el anillo, éstos son forzados a rotar también alrededor del eje de rotación del sol. Finalmente el movimiento de los planetas es transferido al carrier, el cual constituye la salida del reductor. En caso de usar la trasmisión como amplificadora de velocidad, sucede esencialmente lo opuesto. Las transmisiones planetarias son usadas en muchas aplicaciones. En particular, éstas son usadas en maquinaria que normalmente es utilizada en procesos críticos de la industria requiriendo una alta transmisión de potencia [1]. Es por esta razón que se buscan métodos que permitan evitar fallas inesperadas que conlleven a parar o retrasar la producción debido a la detención de la máquina para su reparación. Uno de estos métodos es el análisis de vibraciones, el cual permite el monitoreo de la condición mecánica de diversas máquinas, entre ellas de la transmisión planetaria. Este método permite la observación y el control del desarrollo de fallas en la maquinaria, de modo que se pueda programar la reparación de ésta, minimizando el tiempo en que ésta se encuentre deteniendo la producción. En general, el diagnóstico de fallas basado en las vibraciones ha sido investigado en profundidad, desarrollando a lo largo de los años diversas técnicas y herramientas que permiten un buen diagnóstico de éstas en distintos tipos de máquinas. En el caso de las transmisiones de engranajes, el desarrollo se ha enfocado principalmente a las transmisiones convencionales (de ejes de rotación fijos), obteniendo resultados satisfactorios. Esto se contrapone al caso de las transmisiones planetarias, las cuales no han sido estudiadas con la misma profundidad. Esto recae en el desconocimiento que se tiene de las características de sus vibraciones, provocado por la dificultad existente en en el análisis de la estructura y dinámica del comportamiento vibratorio inherente a su funcionamiento. Luego, considerando que estas transmisiones pueden formar parte de maquinaria crítica en la industria, es evidente que una mayor profundización en el estudio de las estrategias de monitoreo de condición es necesaria. El análisis de vibraciones de estas transmisiones ha sido abordado por medio de modelos que predicen y describen el comportamiento vibratorio del sistema. En particular, estos modelos pueden ser clasificados en dos grupos principales: los modelos fenomenológicos [2], [3] y los modelos de parámetros concentrados [4], [5]. Los primeros se basan en la modelación directa de las vibraciones producidas por la interacción entre diferentes pares de engrane, destacando la observación y la consideración de la cinemática del sistema. Se trata de funciones algebraicas que describen el comportamiento del sistema sin la necesidad de describir la dinámica de los cuerpos que lo constituyen; es un modelo que predice la estructura vibratoria ideal de una transmisión planetaria. En cambio, los modelos de parámetros concentrados o dinámicos se basan en la resolución de las ecuaciones del movimiento que gobiernan al sistema, obteniéndose las posiciones, velocidades y aceleraciones de los grados de libertad, incluyendo el efecto de las masas, rigideces, inercias y amortiguaciones de los elementos que lo conforman. Los resultados que se obtienen de ambos modelos no son directamente comparables, debido a la diferencia que existe en el marco de referencia intrínseco a cada modelo. El modelo fenomenológico entrega las vibraciones medidas por un sensor que se encuentra fijo en el anillo

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externo de la transmisión planetaria (ver Figura 2), en cambio el modelo de parámetros concentrados entrega las vibraciones referidas a un marco de referencia rotatorio que es solidario al carrier. En la literatura, los trabajos que han considerado este problema lo han considerado de forma incorrecta [6], [7], [8]. Por esta razón, este trabajo además de presentar los modelos fenomenológico y de parámetros concentrados, tiene como objetivo la proposición de una metodología que permite comparar los resultados de ambos, para luego contrastarlos con resultados obtenidos de mediciones experimentales.

Figura 1: Ilustración de transmisión planetaria de una etapa [3]

2. MODELOS DE VIBRACIONES 2.1 Modelo fenomenológico El modelo que se presenta, es el presentado en la referencia [3]. Éste es formulado directamente para las vibraciones medidas por un sensor montado en la parte externa fija del anillo de la transmisión. Este arreglo se muestra en la Figura 2. En primer lugar se tienen las siguientes consideraciones, que luego son analizadas:   

Las vibraciones sólo son generadas en el engrane entre los planetas y el anillo. Las vibraciones generadas en cada engrane entre los planetas y el anillo son periódicas, tienen la misma amplitud y no tienen modulación de amplitud. Las vibraciones sólo son transmitidas al sensor a través del anillo.

Se tienen las vibraciones de cada planeta , 1,2, … , ( número de planetas), descritas por un observador que rota con el carrier a una frecuencia (tiempo en que el carrier da una vuelta es ), expresadas en función de la vibración del planeta 1 “ ” (definido aleatoriamente) y del desfase temporal respectivo que tienen con respecto a ésta. Se puede demostrar que este desfase está en función de la posición angular del planeta (ver Figura 2) y . Entonces: 2

1365

(1)


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Figura 2: Arreglo de medición con el sensor fijo en el anillo [3] De la misma forma, el efecto de la transmisión de las vibraciones, cuyos puntos donde se produce, están rotando con respecto a la posición fija del sensor, se introduce mediante la modulación: (2)

2

Luego, la vibración medida por el sensor de vibraciones resulta: ∑ Para analizar las componentes espectrales de la vibración Fourier (FT) a ésta: ↔

(3) , se realiza la Transformada de

(4)

Estas vibraciones se ilustran en la Figura 3, para un planetario con un número de dientes en el anillo de 112 y 0; 2 ⁄3 ; 4 ⁄3 (planetas equiespaciados). En primer lugar, en ésta se muestra el desfase existente entre las vibraciones del engrane entre cada planeta y el anillo. Se observa que la componente a la frecuencia de engrane, , es cero. Ésta se presenta normalmente en las transmisiones convencionales. También se observa que las vibraciones para reductores de planetas equiespaciados, sólo tienen componentes espectrales a frecuencias , con ∈ , lo que es concordante con la observación hecha por McNames [9], / explicando algunas asimetrías observadas en el espectro de . De esta forma, este procedimiento se puede realizar para las distintas configuraciones existentes de un reductor planetario, para poder analizar la estructura espectral que contendrían las vibraciones medidas por el sensor ubicado en la posición descrita. Se deben destacar los siguientes puntos analizados en el trabajo referenciado, que responden a las restricciones consideradas desde el principio:

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Figura 3: (a) Vibraciones de cada planeta, (b) Modulación debido a transmisión, (c) Vibración total medida por sensor (d) Espectro en frecuencias a un lado, para un reductor planetario con 112 y 0; 2 ⁄3 ; 4 ⁄3 

 

Si además de las vibraciones generadas por el proceso de engrane entre el anillo y los planetas, se incluyen las generadas en el proceso de engrane entre el sol y los planetas, se determina que el único efecto en el espectro mostrado en la Figura 3, es el de un aumento o disminución de las amplitudes de las componentes a las frecuencias ya determinadas. Si las vibraciones generadas en cada proceso de engrane no tienen la misma amplitud, las componentes frecuenciales encontradas cambian de amplitud y aparecen nuevas bandas laterales espaciadas a . Si las vibraciones no son solamente transmitidas a través del anillo, sino también a través del carrier y del engranaje solar, sólo las amplitudes de las componentes a la frecuencia de engrane y sus armónicos son influenciadas, y las bandas laterales se mantienen igual (con respecto a las calculadas mediante la transmisión solamente por medio del anillo).

2.2 Modelo de parámetros concentrados El modelo que se presenta a continuación, es el modelo desarrollado por Lin y Parker [4], Chaari y Haddar [5] y Torregrosa [7]. Este modelo es mostrado en la Figura 4. Cada componente (sol, anillo, carrier, planetas) es representado por tres grados de libertad (dos traslaciones , y una rotación ). Los grados de libertad de traslación de los planetas son definidos en coordenadas radial y tangencial y respectivamente. Los rodamientos y el engrane en sí son modelados por resortes lineales y amortiguadores que actúan en la línea de acción. La amplitud de la rigidez de engrane varía en el tiempo dependiendo de si en el engrane existen uno o más pares de dientes en contacto como se explica en [10]. Todas estas variables están referidas a un sistema

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de referencia solidario al carrier, por lo tanto que rota con velocidad angular constante. La nomenclatura y los grados de libertad utilizados para construir la ecuación del movimiento (ecuación 5) se muestran en [4]. Entonces, la ecuación diferencial del movimiento es la siguiente, donde las matrices de masa , amortiguación y rigidez se encuentran expresadas en [5]: (5) donde

es el vector que contiene todos los grados de libertad de la forma: Carrier

,

,

Sol

Anillo

,

,

,

,

,

,

Planeta 1

,

,

,

Planeta

,…,

,

,

(6)

Figura 4: Modelo de parámetros concentrados para transmisión planetaria [7] 2.3 Respuesta sensor de vibraciones En este trabajo se pretende postular una alternativa coherente para descomponer las soluciones calculadas por el modelo de parámetros concentrados descrito (marco de referencia rotatorio, no inercial), en las mediciones que captaría un acelerómetro montado fijo en la parte externa del anillo (marco de referencia fijo, inercial). Para esto se tienen las siguientes consideraciones:  

Las vibraciones en el anillo sólo son el resultado de las fuerzas debidas al engrane de los planetas con éste. Las fuerzas de engrane son aplicadas en los puntos de contacto entre cada planeta y el anillo. Por lo tanto son Fuerzas rotatorias (cambian su dirección) y su punto de aplicación cambia con respecto a la posición del sensor.

Con estas condiciones es posible escribir las vibraciones medidas en un sensor como: ∑

Donde:

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(7)


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   

∙ ∙ es la magnitud de la fuerza de engrane entre el planeta y el anillo, con , , y definidos en [7]. es el ángulo definido en [7] para descomponer los desplazamientos en la línea de acción del engrane. es la fuerza de engrane entre el planeta y el anillo, descompuesta en la dirección , que representa la dirección de medición del sensor. es el factor que considera el efecto de modulación de amplitud de las vibraciones producidas por la fuerza de engrane entre cada planeta y el anillo, debido a la naturaleza rotatoria de éstas con respecto a la referencia fija del sensor.

El factor que considera la modulación por cada planeta es una función periódica con frecuencia fundamental igual a la frecuencia de rotación del carrier , similar a la mostrada en la Figura 3(b). La forma específica de esta función no es conocida y no es propósito de este trabajo investigarla a fondo, por lo que se plantea una función compuesta por los primeros 6 coeficientes de Fourier. La función planteada que modula las vibraciones del primer planeta es la siguiente: ∑

cos 2 ∙

(8)

Esta modulación es mostrada en la Figura 5 para una configuración de 4 planetas equiespaciados, a modo de ejemplo, para las constantes presentadas en la Tabla 1. Luego, se puede demostrar que el resto de los planetas es modulado con la misma función pero con distinta fase: (9)

s r1(t)

1 0.5

s r2(t)

0 0 1

s r3(t)

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

0.5 0 0 1 0.5 0 0 1

s r4(t)

0.1

0.5 0 0

t/Tc

Figura 5: Función de modulación para cada planeta

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Tabla 1: Coeficientes de la serie de Fourier utilizados en función Constante 6.81 ∙ 10 4.37 ∙ 10 1.46 ∙ 10 4.01 ∙ 10 1.34 ∙ 10 6.62 ∙ 10 Valor

3. RESULTADOS Y VALIDACIÓN EXPERIMENTAL 3.1 Resultado simulación modelo de parámetros concentrados En esta sección, un ejemplo de una transmisión planetaria es utilizado para simular la respuesta que mediría el sensor montado en la parte externa del anillo (Figura 2), mediante el modelo de parámetros concentrados y su respectiva descomposición descrita en la sección anterior. Las características de la simulación se presentan en la Tabla 2. Datos complementarios se pueden encontrar en [7]. Cabe destacar que se simula una configuración de planetas equiespaciados, al igual que en el caso simulado con el modelo fenomenológico. Se obtienen los resultados mostrados en la Figura 6.

2

1

1

0.8

0

0.6

Amplitud

Amplitud

Tabla 2. Parámetros de una transmisión planetaria [7] Parámetro Sol Anillo Planeta Número de dientes 28 72 20 Masa (kg) 0.46 0.588 0.177 0.272 0.759 0.1 / (kg) 0.024 0.056 0.016 Radio base (m) Ángulo de presión 21.34° Razón de contacto 1.4 1.6 Número de planetas 4 (equiespaciados)

-1

Bandas laterales a

0.4 Bandas laterales a 2 0.2

-2 -3 0

Carrier 3 1.5 -

0.5

1

1.5

2

2.5

t/Tc

0 66

68

70

72 f/fc

74

76

78

Figura 6: Simulación modelo parámetros concentrados. (a) Forma de onda, (b) Espectro en frecuencias 3.2 Validación experimental Las mediciones experimentales estudiadas son las utilizadas en [3], facilitadas por tal autor. Las características del banco de ensayo utilizado son presentadas en la Tabla 3. Cabe destacar que

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ésta tiene planetas equiespaciados. En la Figura 7 se muestran las mediciones y resultados para las condiciones de carga y velocidad en la entrada (engranaje solar), de 1200 RPM y 15 Nm. Característica Valor

Tabla 3: Características de transmisión planetaria utilizada [3] dientes sol dientes planeta dientes anillo 18 26 72 3 (equiespaciados)

Figura 7: Mediciones experimentales en transmisión planetaria. (a) Forma de onda, (b) Espectro en frecuencias, (c) Zoom en zona cercana a . Se puede observar en la Figura 6(c) la desaparición de la componente a la frecuencia de engrane y múltiples bandas laterales, dentro de las cuales destaca la banda espaciada a 3 . El modelo fenomenológico predice de cierta forma este comportamiento, ya que éste entrega un patrón que indica que sólo existirán componentes espectrales a / , con ∈ , lo cual coincide con la desaparición de la componente a la frecuencia de engrane y la preponderancia de la banda a 3 (Observar caso análogo en Figura 3). Aunque este modelo no entregue resultados precisos en lo que respecta a amplitudes vibratorias, resulta un proceso útil que revela aspectos cualitativos del contenido espectral. Por otro lado, en el modelo de parámetros concentrados no se observa claramente este fenómeno. La componente a la frecuencia de engrane aparece, lo cual es correcto ya que es una configuración de 4 planetas. Esto implicaría la existencia de bandas laterales a 4 de esta componente, lo que no es observado. De esto se extrae que la descomposición propuesta puede no ser la adecuada, o bien, el problema puede deberse a la resolución del modelo de parámetros concentrados en sí (problema del método de resolución numérico o características de entrada alejadas de la realidad).

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5. CONCLUSIONES Se presentan los modelos fenomenólogico y de parámetros concentrados, en conjunto con la proposición de una función de descomposición requerida de la respuesta del segundo modelo. Estos modelos se ocupan para modelar el comportamiento vibratorio de una transmisión planetaria. Mediante la comparación de un caso de simulación con mediciones experimentales, se observa que el modelo fenomenológico predice cualitativamente el contenido espectral de las vibraciones medidas por sensor ubicado en la parte externa del anillo, mientras que utilizando la descomposición propuesta en el modelo de parámetros concentrados, no se obtienen aparentes resultados esperados. Esto se puede deber a diversos problemas que no necesariamente tienen que ver con la función de descomposición propuesta. Esto debe ser estudiado por lo que es propuesto para trabajos posteriores.

REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS [1] Lei, Y., Lin, Y., Zuo, M., He, Z., Condition monitoring and fault diagnosis of planetary gearboxes: A review. Measurement, 48, 292-305 (2014). [2] Inalpolat, M. Kahraman, A. A theoretical and experimental investigation of modulation sidebands of planetary gear sets. Journal of Sound and Vibration, 323, 677-696 (2009). [3] Molina, C. Contributions to the analysis of vibrations and acoustic emissions for the condition monitoring of epicyclic gearboxes. Ph.D. thesis. Aachen, RWTH Aachen University, Faculty of Georesources and Materials Engineering, (2010). [4] Lin J., Parker R. Analytical characterization of the unique properties of planetary gear free vibration. Journal of Vibration and Acoustics, 121, 316-321 (1999). [5] Chaari, F., Fakhfakh, T., Hbaieb, R., Louati, J., Haddar, M. Influence of manufacturing errors on the dynamic behavior of planetary gears. Journal of Mechanics A/Solids, 27, 738-746 (2006). [6] Inalpolat, M., Kahraman, A. A dynamic model to predict modulation sidebands of a planetary gear set having manufacturing errors. Journal of Sound and Vibration, 329, 371-393 (2010). [7] Torregrosa, J.P., Vicuña, C.M. Dynamic and phenomenological vibration models for failure prediction on planet gears of planetary gearboxes. Journal of the Brazilian Society of Mechanical Science and Engineering, 36, 533-545 (2014). [8] Karray, M., Chaari, F., Fernandez, A., Viadero, F., Haddar, M. Modulation Sidebands of Planetary Gear Set. In Advances in Condition Monitoring of Machinery in Non-stationary Operations, Lecture Notes in Mechanical Engineering, Springer, DOI: 10.1007/978-3-642-39348-8_18, (2014). [9] McNames, J. Fourier series analysis of epicyclic gearbox vibration. Journal of Vibration and Acoustics, 124, 150-152 (2002). [10] Kahraman, A. Load sharing characteristics of planetary transmissions. Mechanism and Machine Theory, 29 (8), 1151–1165 (1994).

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Evaluación y propuesta de medidas de control a la exposición de ruido en operadores de camiones de extracción minera. Parte I: evaluación de dosis y levantamiento de datos C. Kuskinena, P. Priedeb & C. Muñozb. a

COFAMA S.A, Silentium - Ingeniería del Silencio, José Ananías207-A, Macul, Chile.

ckuskinen@silentium.cl b

Gerard Ingeniería Acústica SpA, Villaseca 21, oficina 1105, Ñuñoa, Chile. cmunoz@controlacustico.cl

RESUMEN El Gobierno de Chile durante el año 2011 publica el Protocolo de Exposición Ocupacional a Ruido (PREXOR). Este documento entrega las directrices tanto para la elaboración, aplicación y control de los programas de vigilancia de la salud de los trabajadores expuestos al agente ruido. Dentro de la vigilancia, establece el criterio de acción para evaluar los resultados de las dosis de ruido medidas, así como también se indican las formas de abordar las medidas de control. Los operadores de camiones de extracción minera forman parte de los trabajadores expuestos a ruido, vulnerables a contraer hipoacusia laboral. En una primera parte del trabajo, se realizan mediciones de dosis de ruido para cuantificar los niveles de exposición. Por otro lado se confeccionan y adaptan metodologías de levantamiento de datos con la finalidad de dar valoración al medio de transmisión de las ondas sonoras, donde se destacan análisis de ruido aéreo y vibraciones, con la finalidad de cuantificar su real aporte en la exposición del operador. Con esta información se da paso a una segunda etapa del proyecto, donde se alimenta un modelo matemático basado en elementos finitos y se diseñan medidas de control a la exposición sonora.

KEYWORDS: Control de Ruido, PREXOR, Higiene Ocupacional, Exposición de ruido, Programas de vigilancia.

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1

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INTRODUCCIÓN

La gran industria extractiva minera presenta dentro de sus diferentes puestos de trabajo, a los operadores de camión de extracción (CEX), los cuales se encuentra bajo altos niveles de exposición a ruido, los que sobrepasan los límites permitidos durante la jornada efectiva. Las altas dosis de ruido absorbidas se presentan como un problema a solucionar, por lo cual, el siguiente estudio exhibe las evaluaciones de dosis a las que están afectos los operadores durante la jornada de trabajo, las cuales fueron obtenidas en dos marcas y cuatro modelos de camión utilizados en la gran industria extractiva minera del país. El problema se centra en realizar un levantamiento acústico en terreno y definir las metodologías para verificar las actuales condiciones de los 4 tipos de camiones de extracción en estudio, esto mediante la caracterización de la Exposición Ocupacional a Ruido de acuerdo al D.S. N° 594/99 del MINSAL. Además de realizar la evaluación y análisis de las fuentes de ruido y las condiciones acústicas que poseen las cabinas de los camiones de extracción. Para ello se deberán adaptar metodologías de medición, con las que se deberá caracterizar las 4 fuentes de ruido principal, donde la que presenta el mayor nivel de importancia es el motor del camión, el cual establece el nivel base de las dosis y por otro lado las 3 fuentes de ruido interno las que corresponden a la radio de operaciones interna, por donde se transmiten todos los mensajes operacionales mina, la radio comercial y las alarmas de somnolencia, las que se presentan como medidas de seguridad que alertan al trabajador al momento de encontrarse bajo cansancio durante las horas de trabajo.

2 2.1

NORMATIVAS Y METODOLOGÍAS DE REFERENCIA

D.S. N° 594/99 del Ministerio de Salud (MINSAL) [1]

Esta normativa establece las condiciones sanitarias y ambientales básicas que deberá cumplir todo lugar de trabajo. Además indica valores límites de exposición ambiental a agentes químicos, físicos y de tolerancia biológica para trabajadores expuestos a riesgo ocupacional. En su Título IV, Párrafo 3°, se entregan las directrices para la evaluación de ruido en los puestos de trabajo. Se determinan Tipos de Ruido (Estable, Fluctuante e Impulsivo), estándares de instrumental de medición, descriptores a utilizar y criterio de evaluación. Esta normativa establece que la exposición ocupacional a ruido estable o fluctuante deberá ser controlada de modo que para una jornada de 8 horas diarias ningún trabajador podrá estar expuesto a un nivel de presión sonora continuo equivalente superior a 85 dB(A) lento, medidos en la posición del oído del trabajador. Los niveles de presión sonora continua equivalentes, diferentes a 85 dB(A) lento, se permitirán siempre que el tiempo de exposición a ruido del trabajador no exceda los tiempos máximos permitidos indicados en la norma. 2.2

Protocolo de Exposición Ocupacional a Ruido (PREXOR)

El Protocolo de Exposición Ocupacional a Ruido [2], tiene como alcance técnico el entregar directrices para la elaboración, aplicación y control de los programas de la vigilancia de la salud de los trabajadores expuestos al ruido y los ambientes de trabajo, para aumentar la

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población bajo control y mejorar la eficiencia y oportunidad de las medidas de control en los lugares de trabajo. Además establece la realización de un programa de vigilancia en un entorno de trabajo ruidoso, el cual se debe fundar explícitamente en la prevención del efecto de daño sobre la audición, incluyendo para tal fin el monitoreo ambiental del lugar de trabajo en particular, junto con un monitoreo de la salud auditiva de los trabajadores de manera de implementar medidas preventivas y correctivas a partir de sus resultados. Los resultados obtenidos en la evaluación inicial de la exposición ocupacional a ruido, deben ser comparados con los siguientes criterios de acción, según corresponda: a) Dosis de Acción 0,5 o 50%: Este valor corresponde a la mitad de la dosis de ruido máxima permitida por la normativa legal vigente. b) Nivel de Acción 82 dB(A): Este valor es equivalente a una Dosis de Ruido de 0,5 o 50%, para un tiempo efectivo de exposición diario de 8 horas. Para aquellos casos donde se determine la existencia de ruido impulsivo, el Nivel de Acción será de 135 dB(C) Peak. 2.3

Índice de Reducción Sonora (Rw)

Es la décima parte del logaritmo decimal entre la división de la potencia sonora incidente (W1) y la potencia sonora transmitida (W2), la magnitud se expresa en decibelios y con la siguiente expresión. (1) Para la obtención del Índice de Reducción Sonora (Rw) [3] se utiliza el procedimiento de valoración del índice único mencionado en la norma ISO 717-1 [4] la cual desplaza la curva de referencia en saltos de 1 dB hacia la curva medida hasta que la suma de las desviaciones desfavorables sea lo mayor posible pero no mayor que 32 dB. El valor del Índice de Reducción de Reducción Sonora es el valor a 500 Hz, después del desplazamiento de la curva medida. 2.4

Instrumental Utilizado

Para el levantamiento de datos se utilizaron dosímetros personales, sonómetros integradores con módulo de 1/3 de octava y una interfaz de vibraciones con capacidad de obtener datos simultáneos con 2 acelerómetros tri-axiales. Los equipos utilizados se caracterizan en la siguiente tabla: Tabla 1: Equipos utilizados en terreno para el levantamiento de datos accesorios Función Marca Modelo Función Marca DoseBadge Cirrus Medición de Research Dosímetros DoseBadge 110AIS dosis Plc DoseBadge

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Modelo YD706 YD708 YD709


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Medición de ruido aéreo Medición de Vibraciones

Rion Svantek Soft dB Lenovo

3

NL-52 948 Alto 6 Ch G480

paper ID: 1407 /p.4

Calibrador Calibrador Acelerómetros

Rion Svantek PCB Piezotronics

NC-74 Sv-30A 356A16

DEFINICIÓN DE METODOLOGÍAS

Al encontrarse ante un problema desafiante, como el que se genera en las cabinas de camiones de extracción minera, se ve la necesidad de realizar un levantamiento acabado de datos que permita en una primera instancia, evaluar la normativa relevante, pero además, determinar las características acústicas del medio de transmisión y las fuentes de ruido que afectan a la dosis de los trabajadores. De este modo se adaptaron procedimientos y metodologías que permitan estimar el comportamiento acústico-estructural actual de las distintas configuraciones constructivas de los 4 modelos de camión en estudio, los cuales fueros 3 camiones marca Caterpillar modelos 793F, 797B, 797F y un camión marca Komatsu modelo 960. 3.1

Dosimetrías Controladas y No Controladas

Dosimetrías Controladas: Este procedimiento consiste en evaluar la dosis de la operación normal en el puesto del trabajador durante 11 [hrs] de operación, dejando un registro de todos los eventos relevantes que participan en la dosis, de manera tal de identificar el aporte energético de cada uno de los eventos detectados durante la jornada laboral. Dosimetrías No Controladas: Se efectuaron mediciones de dosis con condiciones de ruido no controladas permitiendo que los operadores realicen sus labores normales, donde el trabajador establezca los parámetros de funcionamiento de las fuentes internas presentes al interior de la cabina. 3.2

Medición de Ruido Aéreo

Método Retícula: Consistió en la instalación de una fuente de ruido omnidireccional al interior de la cabina, en el centro, de manera tal de medir el nivel de ruido transmitido al exterior. De este modo se obtiene el nivel de ruido en cada una de las zonas definidas con una retícula de 30x30 [cm]. Para la obtención de los gráficos de ruido, los cuales demuestran las deficiencias de las diferentes configuraciones constructivas de las cabinas de los camiones, se utilizó un método de interpolación de datos, con el cual se obtienen los mapas de ruido de las fugas y del ruido transmitido a través de los muros. Método Screening: Con la finalidad de obtener la Perdida de Transmisión (TL, Transmission Loss)[5] de cada una de las caras de la cabina, se efectuó un barrido al interior y exterior de las configuraciones constructivas con la fuente natural de operación (Motor), con ello se obtiene el nivel de presión sonora incidente y el transmitido con el cual se obtendrá el Índice de Reducción Sonora (Rw). De este modo se podrá establecer comparaciones entre una y otra cabina, así como también, el antes y después de implementación de medidas de mitigación.

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3.3

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Transmisión Estructural de Ruido – Vibraciones

Se obtuvo una correlación del nivel de ruido captado al interior de la cabina con un el nivel de vibraciones captado en la base de esta, teniendo como finalidad cuantificar el ruido radiado estructuralmente hacia el interior de la cabina. A partir de lo anterior, se estima la eficiencia de los soportes elastómeros instalados en los puntos de anclaje de cada cabina, disponiendo de los registros de aceleración de vibraciones en [m/s2 RMS] antes y después de cada soporte. De este modo se procede al cálculo de la eficiencia Ec(f) en el dominio de la frecuencia y expresada porcentualmente, para lo cual se empleó la siguiente ecuación [6]. (2) Donde: : Eficiencia del soporte; y, : Transmisibilidad para sistemas simples amortiguados.

4 4.1

ANALISIS DE RESULTADOS

Valores de Dosimetrías Controladas y No Controladas

A continuación de presentan los valores y la evaluación de las dosis realizadas en los 4 modelos de camiones seleccionados, con procedimiento de medición de dosis controladas.. En aquellos casos donde el tiempo diario efectivo de exposición ocupacional a ruido sea distinto a 8 horas, el Nivel de Presión Sonora Continuo Equivalente en dB(A), obtenido de la evaluación de la exposición ocupacional a ruido en el puesto de trabajo (NPSeq), se deberá normalizar a 8 [hrs] de acuerdo a lo establecido en la siguiente ecuación: (3) Donde: : Nivel de exposición normalizado a 8 horas. : Nivel de presión sonora continuo equivalente ponderado A obtenido de la de la exposición ocupacional a ruido en el puesto de trabajo. : Tiempo diario efectivo de exposición al NPSeq, en horas. Tabla 2: Evaluación de dosis con monitoreo de parámetros de funcionamiento controlados. Nivel de Nivel Máximo Nivel de Exposición Modelo de Acción en 8 permitido para normalizado 8 [hrs] Evaluación camión [hrs] en 8 [hrs] en [dB(A)] [dB(A)] [dB(A)] Cat 793F 78.6 82 85 No Supera NA Cat 797B 74.5 82 85 No Supera NA Cat 797F 78.3 82 85 No Supera NA K960e 79.2 82 85 No Supera NA

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Los valores obtenidos con el procedimiento de medición de dosis no controladas realizadas a los 4 modelos de camiones en evaluación son los siguientes. Tabla 3: Evaluación de dosis con parámetros no controlados de funcionamiento. Nivel de Nivel de Nivel Máximo Modelo de Exposición Acción en 8 permitido Evaluación camión normalizado a 8 [hrs] en para 8 [hrs] [hrs] en [dB(A)] [dB(A)] [dB(A)] Supera NA CAT 793F 82 85 83.5 CAT 793F 82 85 Excede Máximo 88.6 CAT 793F 82 85 Excede Máximo 86.8 CAT 797B 82 85 Excede Máximo 91.9 Excede Máximo CAT 797B 82 85 85.0 Supera NA CAT 797B 82 85 82.3 Supera NA CAT 797F 82 85 82.1 CAT 797F 82 85 No Supera NA 81.7 CAT 797F 82 85 Excede Máximo 85.2 K 960 82 85 Excede Máximo 86.7 K 960 82 85 Excede Máximo 87.9 Supera NA K 960 82 85 84.3 De los valores presentados se logra deducir que al establecer los parámetros de funcionamiento controlado (Tabla 2) los niveles están debajo del nivel de acción, contrapuesto a lo que sucede cuando lo operadores manejan los parámetros de funcionamiento de las fuentes internas. De este modo los niveles de monitoreo controlado se presentan como ruido de fondo al interior de las cabinas. 4.2

Valores de Aislamiento de Ruido Aéreo

A continuación se presentan los mapas de ruido obtenidos de las mediciones de ruido aéreo con método de retícula, donde la fuente emisora es una fuente omnidireccional al interior de la cabina.

Copiloto

Piloto

Frente

Atras

Figura 1: Mapas de las deficiencias de ruido aéreo obtenidas en el camión Caterpillar modelo 793F, en cada una de las caras de la cabina.

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Copiloto

Frente

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Piloto

Atras

Figura 2: Mapas de las deficiencias de ruido aéreo obtenidas en el camión Caterpillar modelo 797B, en cada una de las caras de la cabina.

Figura 3: Mapas de las deficiencias de ruido aéreo obtenidas en el camión Caterpillar modelo 797F, en cada una de las caras de la cabina.

Figura 4: Mapas de las deficiencias de ruido aéreo obtenidas en el camión Komatsu modelo 960, en cada una de las caras de la cabina. Con los mapas antes expuestos se puede apreciar de forma gráfica las áreas donde hay mayor nivel de transmisibilidad de ruido, desde el interior hacia el exterior de la estructura. Las deficiencias tienen un patrón común de funcionamiento y estas se aprecian principalmente en vidrios, ventilaciones y marcos de puerta. Para la obtención de un parámetro único comparativo, se realizó un mapeo al interior y exterior de la cabina, con la fuente natural de los camiones en ralentí y a 2000 rpm, de este modo se obtiene el Coeficiente de Transmisión (TL) y posteriormente el Índice de Reducción Sonora (Rw), los datos se presentan a continuación. Tabla 4: Índice de reducción sonora en ralentí y a 2000 rpm en todas las caras de la cabina. Modelo de camión CAT793F CAT797B CAT797F K 960

Fachada Copiloto 29 26 26 27

Índice de Reducción Sonora (Rw) Motor en Ralentí Motor a 2000 [rpm] Fachada Fachada Fachada Fachada Fachada Fachada frontal Piloto posterior Copiloto frontal Piloto 26 24 25 23 20 23 20 26 34 29 23 29 23 25 27 27 24 28 24 26 30 30 27 27

1379

Fachada posterior 26 36 30 33


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4.3

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Transmisión Estructural de Ruido – Vibraciones

Para evaluar la eficiencia de los soportes de la cabina, se obtuvieron los registros espectrales de aceleración entre 1 [Hz] y 1 [KHz], posicionando los acelerómetros sobre y debajo de los puntos de conexión de la cabina, con lo cual se procedió al cálculo de la eficiencia en el dominio de la frecuencia. Los valores fueron obtenidos a 2000 [rpm] del motor, situación que se presenta como la peor condición de transmisión de vibraciones desde el chasis hacia el interior de la cabina

Eje x

Eje y

Eje z

Gráfico 1: Valores de efectividad de aislamiento de vibraciones. Aceleración por banda de frecuencia obtenida en los tres ejes de coordenadas, camión a 2000 [rpm] - CAT 793F

Eje x

Eje y

Eje z

Gráfico 2: Valores de efectividad de aislamiento de vibraciones. Aceleración por banda de frecuencia obtenida en los tres ejes de coordenadas, camión a 2000 [rpm] - CAT 797B

Sin Datos en Eje X

Eje y

Eje z

Gráfico 3: Valores de efectividad de aislamiento de vibraciones. Aceleración por banda de frecuencia obtenida en los tres ejes de coordenadas, camión a 2000 [rpm] - CAT 797F

Eje x

Eje y

Eje z

Gráfico 4: Valores de efectividad de aislamiento de vibraciones. Aceleración por banda de frecuencia obtenida en los tres ejes de coordenadas, camión a 2000 [rpm] – Komatsu 960. Con los datos de aceleración obtenidos se logra cuantificar la efectividad de los soportes elastómeros que intentan desacoplar las cabinas de los camiones con el chasis, los cuales arrojan que no existe aislamiento vibratorio bajo los 250 Hz.

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Este procedimiento se realizó comparando gráficamente el Nivel de Aceleración (La) con una medición de ruido en la misma condición de operación, ambas al interior de la cabina. Este análisis se efectuó entre los espectro de frecuencias de 12.5 [Hz] hasta 1 [KHz]. La condición de operación se estableció a las 2000 [rpm] ya que esta presenta el peor escenario de transmisión (máxima potencia del motor en funcionamiento).

Gráfico 5: Correlación de Ruido y vibraciones en frecuencia, Caterpillar 793F.

Gráfico 6: Correlación de Ruido y vibraciones en frecuencia, Caterpillar 797B.

Gráfico 7: Correlación de Ruido y vibraciones en frecuencia, Caterpillar 797F.

Gráfico 8: Correlación de Ruido y vibraciones en frecuencia, Komatsu 960.

En los gráficos antes presentados, se expone una correlación entre los niveles de aceleración con los valores de ruido obtenidos al interior de las cabinas. De estos gráficos se logra extraer que los niveles concuerdan en el espectro de frecuencia analizado, por lo que se puede deducir que existe un leve aporte estructural de ruido hacia el interior de la cabina. Se observa que el aporte energético en la frecuencia de 31.5 [Hz] y su primer armónico par aporta energía que se transmite hacia el interior y por ende afecta a las dosis percibidas por los operadores.

5

CONCLUSIONES Y DISCUSIÓN

Se efectuó un completo análisis de los datos obtenidos bajo las distintas metodologías adaptadas para la situación, los cuales fueron efectuados en 4 camiones de extracción minera, 3 marca Caterpillar modelo 793F, 797B y 797F, además de un camión marca Komatsu modelo 960. Con los cuales se logró cuantificar las dosis absorbidas por los trabajadores que operan los camiones mineros, en distintas condiciones de funcionamiento, además de las condiciones que permiten la transmisión aérea y estructural de ruido. De los análisis se establece que el funcionamiento del motor, operación del camión y la radio de comunicaciones interna en su menor nivel de operación representan el nivel basal de ruido al interior de la cabina el cual tiene un NPSeq de 78 [dB], a esto se le deben sumar otras fuentes presentes que son manipulables por el operador las cuales son la radio comercial y las

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alarmas de somnolencia y en su funcionamiento generan aportes energéticos que elevan los niveles de dosis absorbidas por los operadores. De este modo se establece como problema a solucionar, reducir el nivel basal de ruido, el cual es principalmente transmitido desde el exterior de las cabinas, esto para dar un mayor rango de funcionamiento a las fuentes restantes que elevan los niveles de ruido, principalmente las que se encuentran en el campo cercano del operador. Para ello se realizaron análisis de los componentes estructurales y la aislación de ruido aéreo y estructural de las configuraciones constructivas de las cabinas. En el análisis de ruido aéreo, se visualiza con el levantamiento de datos con el método de retícula se logró visualizar las deficiencias de las cabinas en términos del aislamiento acústico, sin embargo este método no es el óptimo para cuantificar el aislamiento acústico en términos del Rw, debido, a que las dificúltales de instalación de la fuente omni-direccional no permiten establecer un patrón de distancia homogéneo con el que se pueda analizar comparativamente los valores de Perdida de Transmisión entre las diferentes caras de los elementos evaluados. Por otro lado con el método de Screening se define un método apropiado para evaluar el aislamiento acústico de las distintas fachadas de las cabinas, demostrando que la fachada que posee un menor Índice de Reducción Sonora (Rw) en todas las cabinas es la cara frontal. Desde el punto de vista de transmisión estructural, se logra determinar que los soportes de neopreno, no actúan como aisladores de vibración en frecuencias bajo los 250 Hz, por lo que se hará necesario generar planes de mitigación de vibraciones para eliminar la transmisión de ruido por la estructura bajo dichas frecuencias. Finalmente se concluye, que las dosis de ruido de los operadores de camiones mineros tienen un comportamiento multifactorial, de tal modo que para disminuir las dosis de ruido se deberá generar planes de mitigación que afecten ingenierilmente las distintas configuraciones constructivas, además establecer barreras duras de control de las fuentes de ruido que se encuentran en campo cercano del operador y generar un plan de reeducación a los operadores estableciendo planes de seguimiento de la salud auditiva, proporcionando información de las intervenciones que se deberán efectuar, con claros lineamientos de los beneficios que posee el cuidado de la salud auditiva y la higiene industrial de agentes físicos en el puesto de trabajo.

REFERENCIAS BIIBLIOGRAFICAS [1] D.S 594/99 del Ministerio de Salud - Aprueba Reglamento Sobre Condiciones Sanitarias Y Ambientales Básicas en los Lugares De Trabajo (2000) [2] Protocolo Sobre Normas Mínimas Para El Desarrollo De Programas De Vigilancia De La Pérdida Auditiva Por Exposición A Ruido En Los Lugares De Trabajo (2011) [3] ISO 140 Acoustics - Measurement of sound insulation in buildings and of building elements - Part 4: Field measurements of airborne sound insulation between romos (1998) [4] ISO 717 Acoustics - Rating of sound insulation in buildings and of building elements -Part 1: Airborne sound insulation (1996) [5] Bies D.A & Hansen C.H, Engineering Noise Control: Theory and Practice, Fourth Edition (2009) [6] Lamancusa J.S, Noise Control - Vibration Isolation, Penn State (2002)

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Evaluación y Propuesta de Medidas de Control a la Exposición de Ruido en Operadores de Camiones de Extracción Minera. Parte II: Diseño de Soluciones C. Kuskinena & C. Muñoz b a

COFAMA S.A., Silentium - Ingeniería del Silencio, Santiago, Chile, ckuskinen@silentium.cl b Gerard Ingeniería Acústica SpA, Santiago, Chile, cmunoz@controlacustico.cl

RESUMEN: El Gobierno de Chile durante el año 2011 publica el Protocolo de Exposición Ocupacional a Ruido (PREXOR). Este documento entrega las directrices tanto para la elaboración, aplicación y control de los programas de vigilancia de la salud de los trabajadores expuestos al agente ruido. Dentro de la vigilancia, establece el criterio de acción para evaluar los resultados de las dosis de ruido medidas, así como también se indican las formas de abordar las medidas de control. Los operadores de camiones de extracción minera forman parte de los trabajadores expuestos ocupacionalmente al agente ruido. En esta segunda parte del trabajo se desarrolla un análisis de los resultados obtenidos en la etapa preliminar, correspondiente al levantamiento de datos y evaluación de exposición de ruido, proponiendo medidas de control de carácter técnico, a nivel de ingeniería, en el camino de propagación del ruido. En esta etapa de diseño, se utilizan modelos computacionales para representar y evaluar las características acústicas de una cabina en su condición actual, proponiendo mejoras e incorporándolas en los modelos para evaluar en forma preliminar la efectividad de las medidas. Las medidas de control que permitan establecer el cumplimiento normativo, se separan en dos grupos: las medidas de control pasivo y las de control activo. Dejando las medidas de control activo fuera del alcance del presente estudio.

KEYWORDS: Control de Ruido y Vibraciones, PREXOR, Higiene Ocupacional, Exposición de ruido, Programas de vigilancia.

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1. INTRODUCCIÓN Los operadores de camiones de extracción en faenas mineras, se exponen a niveles de inmisión que habitualmente se encuentran por sobre lo establecido como dosis de ruido permitida, según lo establecido en el Protocolo de Exposición Ocupacional a Ruido (PREXOR) [1]. En el estudio preliminar [2], se realiza un levantamiento acústico en terreno y se definen las metodologías para verificar las actuales condiciones de los 4 tipos de camiones de extracción seleccionados. Las principales fuentes de ruido que influyen en las dosis se pueden agrupar en dos:  Fuentes de ruido asociadas a la operación del camión, principalmente: motor diesel, sistema de frenado y alternador.  Fuentes internas de la cabina, tales como radio comercial, radio operacional y alarmas de somnolencia. Los operadores de los camiones intentan enmascarar el ruido generado por el funcionamiento del camión con la radio comercial, la cual también se transforma en ruido a la hora de comprender los mensajes que se transmiten por la radio operacional. Por lo anterior, la radio comercial y por ende la radio operacional se encuentran encendidas toda la jornada, a niveles de funcionamiento elevados, convirtiéndose en las fuentes de ruido que más aportan en las dosis de ruido de los operadores. El objetivo general del presente estudio es determinar las medidas de control pasivo de ruido que permitan reducir el nivel de inmisión asociado a la operación del camión, hasta alcanzar una banda de diferencia de nivel de ruido de 10 dB(A), entre el ruido emitido por las fuentes internas y el ruido emitido por la operación del camión.

2. METODOLOGÍA 2.1

Análisis de antecedentes

De los resultados obtenidos en el estudio preliminar se desarrolla el siguiente análisis: Dosis de Ruido con Monitoreo Controlado: Al mantener las fuentes internas de la cabina bajo control, los valores de Nivel de exposición [dB(A)] corresponden principalmente al ruido generado por la operación del camión. Por lo tanto, los valores indicados en la Tabla 1 nos permiten conocer la contribución del “ruido de fondo” al cual se exponen los operadores cuando deben comprender un mensaje transmitido por la radio operacional. El ruido de fondo está compuesto por el ruido emitido por el motor del camión y en menor medida a la radio operacional. En estos valores se extrajeron los eventos sonoros ajenos a la actividad evaluada.

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Tabla 1: Modelo de Camión Cat 793F

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Resumen de los valores obtenidos bajo procedimiento de dosis controlada. Nivel de Exposición normalizado 8 hrs Nivel de Acción Evaluación [dB(A)] [dB(A)] 78.6 82 No Supera NA

Cat 797B

74.5

82

No Supera NA

Cat 797F

78.3

82

No Supera NA

K 960

79.2

82

No Supera NA

En los cuatro camiones se observa una diferencia menor a 10 dB, entre el Nivel de Acción establecido en el PREXOR, de 82 dB(A) y el Nivel de Exposición. Esto afecta al concepto que debe poseer el Modelo de Solución General del estudio, indicado a continuación: “Al Interior de la Cabina de Camiones, mantener siempre una banda de diferencia de nivel de ruido de 10 dBA, entre lo que aporta el Ruido de Camión y Ruido de Radios, donde el Ruido de Radios es superior, y no sobrepasa los 82 dBA en el oído del Operador”. Dosis de Ruido con Monitoreo No Controlado: Del análisis desarrollado en el estudio anterior se extrae lo siguiente: “se puede notar lo disimiles que pueden ser los resultados respecto a las mediciones de dosis controladas. De este modo los niveles de las dosimetrías realizadas sin un registro de los fenómenos acústicos ocurridos durante la jornada varían entre los 80.3 y los 90.5 [dB(A)] respectivamente.” Lo anterior demuestra la influencia de fuentes adicionales en los niveles registrados que conllevan a dosis de ruido por sobre lo establecido como criterio de diseño del estudio. Medición de Ruido con Método de Retícula: Esta actividad permitió percibir en terreno y visualizar, mediante mapas de ruido, las deficiencias de las cabinas en términos del aislamiento acústico. Las debilidades en el aislamiento se observan al incrementarse los Niveles de Presión Sonora (NPS) en torno los sellos de puertas, vanos para admisión de aire y en vidrios. Medición de Ruido con Método Screening: De esta actividad se obtuvieron los Índices de Reducción Sonora (Rw) de las cabinas en estudio, en dos condiciones: Motor en Ralentí y acelerado a 2000 RPM. La Tabla 2, muestra el Rw obtenido para el motor acelerado a 2000 RPM. Tabla 2: Rw medida condición motor acelerado a 2000 RPM Índice de Reducción Sonora (Rw) Modelo Fachada Fachada Fachada Fachada de camión Copiloto frontal Piloto posterior CAT793F 29 26 24 25 CAT797B 26 20 26 34 CAT797F 26 23 25 27 K 960 27 24 26 30 La fachada que posee un menor Rw en todas las cabinas es la cara frontal. Esto se debe a dos motivos:

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1. El vidrio posee la menor masa superficial de los componentes de esa cara. Por ende, su aislamiento acústico es menor que el resto. 2. El área cubierta por el vidrio es mayor que en el resto de las fachadas. Medición de Vibraciones: En los gráficos 1 al 2 se aprecia la influencia del ruido inducido por las vibraciones del motor, transmitidas desde el chasis a la cabina del camión. Sobre todo en el notorio peak en la banda de 31.5 Hz, correspondiente a la frecuencia fundamental del motor a combustión interna del camión.

Gráfico 1: Correlación de Ruido (curva verde) y vibraciones (curva roja), CAT 797F. 2.1

Gráfico 2: Correlación de Ruido (curva verde) y vibraciones (curva roja), K960.

Selección de Cabina

Para desarrollar el modelado acústico de la cabina, se seleccionó una de las cuatro cabinas evaluadas. La cabina seleccionada fue la perteneciente al camión Komatsu, modelo 960, desde ahora K960. Las razones de esta selección se explican a continuación:  K960 presenta mayor valor de dosis con monitoreo controlado. Esto se debe a que el ruido generado por la operación del camión es mayor que el resto, ver Tabla 1. Una de las características de este camión es su sistema de frenado, el cual es eléctrico y requiere de una turbina para reducir la temperatura. Esta turbina genera un ruido con una concentración energética en frecuencias altas, rango de frecuencias que presenta un mayor aporte a la dosis, ya que la dosis incorpora la curva de sonoridad A.  La cabina K960 presenta el mayor nivel de presión sonora en el exterior (78 dB), al momento de efectuar la medición de ruido con el método de retícula. Si consideramos que el nivel generado por la fuente fue igual en todos los camiones, quiere decir que la cabina K960 posee menor aislamiento de ruido aéreo que el resto.  Durante la medición de aislamiento con el método screening, se midió el mayor nivel exterior, 104 dB(A) en el camión K960. 2.2

Levantamiento Métrico

Debido a la imposibilidad de contar con planos de la cabina, se desarrolla un levantamiento métrico cuyo objetivos son los siguientes: obtener dimensiones de la cabina, revisar las pasadas de cables y los vanos para ventilación que posee la cabina, como así también las características de la materialidad de la envolvente: tipo de cristal, espesores, etc. La información extraída es utilizada para alimentar el modelado acústico.

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2.3

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Modelado Cabina - Aislamiento Acústico

Se utiliza el software COMSOL Multiphysics 4.4, basado en el método de elementos finitos (FEM), para evaluar el aislamiento acústico provisto por la cabina. Puntualmente se hace uso de la interacción entre la física de sólidos (mecánica estructural) y la física de fluidos (acústica) incluida en la interface de interacción Acústica-Estructura, del módulo acústico. Se utiliza una fuente monopolo al interior de la cabina, en la misma ubicación que la fuente dodecaedro. Incorporando como parámetro de entrada la potencia acústica del elemento. Debido al costo computacional asociado a la compleja geometría y el rango de frecuencias de interés, se desarrollaron modelos de cada cara de la cabina seleccionada, por separado, ver Figura 1. Los materiales considerados en las caras y sus características se indican en la Tabla 3. Tabla 3: Características de los materiales utilizados en la evaluación del aislamiento acústico. Espesor Densidad Módulo de Coeficiente Material [mm] [Kg/m3] Young [GPa] de Poisson Acero 3 7850 205 0.28 Vidrio simple fijo

7

2200

74

0.3

Vidrio simple puertas

4

2200

74

0.3

Vidrio Laminado (PVB)

6

2500

50.72

0.3

El acristalamiento de la fachada posterior está compuesto por un termopanel, cuya configuración no pudo ser obtenida en terreno. La configuración utilizada en los cálculos fue la siguiente: cristal simple e:4mm por ambas caras con separación de 12mm. Las fachadas de la cabina fueron modeladas utilizando las cotas exteriores, extraídas de los levantamientos métricos, manteniendo el área y ubicación correspondiente al acristalamiento (vidrios). El resto del área de cada fachada fue considerada como acero.

Figura 1: Modelo 3D de la fachada del copiloto. Vista isométrica.

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Adicionalmente se predicen los valores de aislamiento con otro software para comparar y ver si es posible obtener una correcta correlación entre lo obtenido en terreno y lo teórico. Se utiliza el software Insul 6.3, puntualmente el módulo de TL compuesto, incorporando las aberturas mediante el modelo de cálculo de Gromperts, incluido en el software. 2.4

Modelado Cabina - Absorción Acústica

El modelado interior de la cabina para evaluación de la absorción acústica del revestimiento, se realiza a través SoundPLAN 7.2. Este software utiliza la norma VDI 3760: Computation and measurement of sound propagation in workrooms para modelar la propagación de ruido al interior de recintos. Se considera como fuente de ruido, al ruido transmitido a través del acristalamiento de la cabina, debido a que este elemento presenta un menor aislamiento acústico en relación al acero el cual es el otro material que compone las fachadas.

3. RESULTADOS 3.1

Cálculo de Reducción de Ruido Requerida

El Gráfico 3 muestra los espectros correspondientes al promedio de las mediciones de NPSeq efectuadas en torno a la cabina con el camión detenido, en ralentí y acelerado a 2000 RPM.

Gráfico 3: Comparación entre el espectro promedio NPSeq medido al interior de la cabina en condición Ralentí y 2000 RPM. La curva del Gráfico 4 se encuentra corregida con la escala de ponderación A. Debemos considerar que las dosis se miden usando este filtro. Por lo anterior, podemos apreciar que bandas de frecuencia poseen una mayor contribución al valor global correspondiente a 75.3 dB(A). Siendo la zona que más aporta la comprendida entre los 125 Hz a los 1000 Hz.

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Figura 1.

Transmisión vía estructural

Zona

de

Transmisión

reducción

vía aérea

requerida

Gráfico 4: Espectro promedio NPSeq condición 2000 RPM con zonificación vías de transmisión de ruido Por otra parte, se muestran las zonas, en el rango de frecuencias audibles, donde la transmisión de ruido se realiza a través de la estructura de la cabina o a través del aire. Podemos apreciar que para lograr el objetivo de mantener el ruido asociado a la operación del motor 10 dB bajo el mayor nivel permitido de 82 dB(A), debemos reducir la transmisión de ruido tanto estructural como aérea, ya que se requiere una reducción en ambas zonas. Reduciendo 10 dB entre los 125 Hz y 1000 Hz, se obtiene un valor global de 68.8 dB(A). Este valor se encuentra bajo los 72 dB(A) considerado como nivel máximo a medir al interior del camión producto de la emisión del motor, alcanzando un margen adicional de aproximadamente 3 dB el cual se asume como factor de seguridad debido a las incertezas existentes en la información recogida en terreno. 3.1

Cálculo de Aislamiento Acústico

Tabla 4: Comparación de valores de Rw obtenidos mediante medición en terreno y cálculo. Fachada Rw – Calculado Rw – Medido Copiloto

35

27

Frontal

36

24

Piloto

35

26

Posterior

37

30

Al comparar el Rw calculado con los Rw medidos, indicados en la Tabla 4, se aprecian valores mucho mayores. Esto se debe a que el Rw calculado no incluye deficiencias en el aislamiento acústico debido a problemas en sellos y/o aberturas para ventilación. Para determinar si la reducción de los Rw medidos se debe a aberturas en las distintas fachadas, se utiliza el Gráfico 5. Consideraremos el caso de la fachada del piloto donde se

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obtuvo un Rw35 mediante cálculo y en terreno se midió un Rw26. Si cruzamos esa información en el gráfico, obtenemos que en esa fachada existe aproximadamente un 0.1% de abertura, asociada a deficiencias en los sellos.

Gráfico 5: Efecto teórico de Aberturas en elementos divisorios. [3]. El Gráfico 6 muestra los espectros asociados a los Rw obtenidos mediante medición con método Screening (curva roja) y calculados con COMSOL Multyphisics (curva morada) e INSUL 6.3 (curva verde). En esta figura podemos observar que la curva morada no posee buena correlación con la curva roja. Sin embargo el valor global de Rw es el mismo que el obtenido entre ambas metodologías: Rw 26.

Gráfico 6: Comparación Rw fachada piloto: Medido, calculado con COMSOL Multyphisics e INSUL. Al comparar la curva roja con la curva verde (Rw calculado en Insul 6.3) podemos observar una muy buena correlación desde la banda de 200 Hz, hasta la banda de 1.6 kHz. La diferencia en frecuencias bajas se debe a que el software calcula el aislamiento al ruido transmitido por vía aérea y el Rw medido posee influencia de ruido transmitido por vía estructural debilitando el valor de Rw entre los 100 Hz a 160 Hz.

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Considerando lo anterior, en esta etapa del estudio se utiliza Insul para calcular el aislamiento acústico teórico de la situación actual y la situación proyectada con mejoras incorporadas. 3.3

Predicción NPS Interior Cabina

En la Tabla 5 se muestran los valores globales del NPSeq medido con el motor acelerado a 2000 RPM y al NPSeq corregido por las reducciones obtenidas al incorporar las medidas de control seleccionadas, indicadas en el apartado 4. La reducción calculada es de 7.9 dB, lo cual permite cumplir el criterio de diseño correspondiente a reducir el nivel de inmisión asociado a la operación del camión, hasta alcanzar una banda de diferencia de nivel de ruido de 10 dB(A), entre el ruido emitido por las fuentes internas y el ruido emitido por la operación del camión. Tabla 5: Comparación de NPS Configuración Actual vs Configuración Propuesta. Configuración Global [dB(A)] Actual

74.5

Propuesta

66.6

Diferencia

7.9

4. PROPUESTA La incorporación de mejoras en las fachadas son las siguientes:  Reemplazo de burletes existentes e incorporación de una cerradura multipunto. Con esto se proyecta reducir en un 50% las aberturas asociadas a las deficiencias de las puertas de las cabinas.  Reemplazo de vidrios existentes por vidrios laminados (PVB) de espesor 10mm, ver Figura 19. En el caso del termopanel de la fachada posterior (destacado en verde), se requiere el reemplazo por un termopanel con la siguiente configuración cristal laminado e:6mm por ambas caras y separado 30 mm entre ellas.  Reemplazo de revestimiento interior en base a cubrepiso por Barrier Compuesto.  Reemplazo de celosía quiebravista existente en fachada frontal por celosía acústica e:160mm.  Incorporación de aisladores de vibraciones entre la cabina y la estructura del camión, en los puntos de apoyo de la cabina, compuesto por un pad de neopreno calidad Bridge-Bearing, duro 30 con deflexión estática mínima de 0.5mm. El espesor del elemento es de 8 mm. Además, se debe incorporar un buje para evitar el contacto metal con metal del perno y la placa de anclaje.

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5. CONCLUSIONES Del estudio se concluye lo siguiente:  En todas las cabinas se debe implementar medidas de control de ruido. En la actualidad las dosis de ruido se encuentran en el nivel de acción o sobre el límite indicado en el D.S. Nº594.  La cabina seleccionada, por ser la peor evaluada, para desarrollar el modelado acústico y posterior construcción es la cabina perteneciente al camión Komatsu, modelo 960.  No se dispone de toda la información necesaria para desarrollar la etapa de modelado acústico.  El aislamiento acústico de la cabina se ve afectado principalmente por las aberturas asociadas a deficiencias en los sellos de las puertas y áreas para admisión de aire del sistema de climatización.  La propuesta de mejora debe reducir la transmisión de ruido por vía aérea y estructural.  El revestimiento multicapa también se utiliza como propuesta de control de ruido reverberante.  La propuesta de solución integral permite reducir en 7.9 dB el ruido al interior de la cabina, compuesto por el motor del camión, cumpliendo el criterio de diseño establecido para la presente etapa.

REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS [1] División de Políticas Públicas Saludables y Promoción, Departamento de salud Ocupacional, Ministerio de Salud, Gobierno de Chile. Protocolo de Exposición Ocupacional a Ruido (PREXOR) (2011). [2] C. Kuskinen, P. Priede & C. Muñoz. Evaluación y propuesta de medidas de control a la exposición de ruido en operadores de camiones de extracción minera. Parte I: evaluación de dosis y levantamiento de datos (2014). [3] M. Hirschorn. Noise Control Reference Handbook 1989 Edition. Industrial Acoustics Company.

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Determinación en terreno de la transmisibilidad de asientos en grúas de horquilla y su efecto en la exposición ocupacional a vibración de cuerpo entero. A Carrillo a, R. Zúñiga b a

Fundación Científica y Tecnológica – ACHS, Ramón Carnicer Nº163 Providencia, Santiago, Chile, alonso.carrillo@outlook.com b Asociación Chilena de Seguridad, Ramón Carnicer Nº163 Providencia, Santiago, Chile, rzuniga@achs.cl

RESUMEN: En Se estudió el aislamiento a la vibración, por medio del factor SEAT (Seat Effective Amplitude Transmissibility), de 4 tipos de asientos de grúa de horquilla, los cuales se seleccionaron por poseer distintos sistemas de amortiguamiento a las vibraciones. Los asiento utilizados fueron los modelos GRAMMER MSG71GBLV (SEAT=0,55 en el eje Z), KAB Seating 21/T1 (SEAT=0,96 en el eje Z), GENERICO BF2-3 (SEAT=1,01 en el eje Z) y GENÉRICO BFL-3 (SEAT=0,82 en el eje Z). Para obtener los valores SEAT, se efectuaron mediciones de 30 minutos para 2 condiciones, desplazamiento del vehículo sin carga durante 20 minutos por una ruta de 6 kilómetros, y luego, simulando una condición de trabajo habitual de una grúa de horquilla para trabajo cíclico con carga por un período de tiempo aproximado de 10 minutos. Adicionalmente, se evaluó la exposición a vibración del operador de la grúa de horquilla seleccionada, según el D.S.N°594/1999 y Directiva 2002/44/CE, documentos basados en la norma ISO 2631-1, con el fin de estudiar el efecto de los asientos en la exposición del operador y el nivel de riesgo asociado, para entregar recomendaciones sobre la selección y uso de asientos en grúas de horquilla.

KEYWORDS: Vibración de cuerpo entero, exposición a vibración, ISO2631-1, vibración en grúas de horquilla, SEAT.

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1. INTRODUCCIÓN Las grúas de horquillas son vehículos versátiles, destinados al desarrollo de tareas de carga, traslado y descarga de materiales. Para levantar una carga, estos vehículos portan un contrapeso en la parte posterior, el cual es proporcional a su máxima capacidad de carga, presentando el tren trasero una alta rigidez y bajo amortiguamiento ante las vibraciones, quedando la función de reducción del movimiento solamente a cargo del asiento del operador, que actuaría a modo de elemento de protección personal si su capacidad de reducción fuese adecuada, lo cual habría que evaluar. Una grúa de horquilla con una alta frecuencia de uso, normalmente debe reponer su asiento cada uno o dos años por deterioro. Los operadores de grúas de horquilla, están expuestos a vibración mecánica que, cuando se transmite a todo el cuerpo, puede implicar riesgos para la salud y la seguridad, en particular, lumbalgias y lesiones de la columna vertebral. La transmisión de la vibración al cuerpo entero sucede, usualmente a través de partes de éste, como glúteos, plantas de los pies, espalda, etc., que están en contacto con una superficie que vibra, tal como el asiento, siendo su estudio fundamental en la prevención de las enfermedades laborales asociadas. La transmisibilidad describe la magnitud a la cual la vibración es transmitida desde un punto de entrada a uno de salida, que en este trabajo estará determinada por la razón de la vibración de salida para el trabajador, superficie superior del asiento, respecto a la vibración de entrada o la que se manifiesta en la base del asiento. La normativa nacional para evaluar la exposición ocupacional de un trabajador a vibración, Decreto Supremo N°594/1999, establece como índice de medición la aceleración equivalente ponderada aeq y los respectivos límites máximos permisibles según el tiempo de exposición para aceleraciones de cuerpo entero. Por otro lado, la normativa internacional, ISO 2631-1, establece también el indicador “dosis”, que es considerado adecuado para evaluar exposiciones que contengan choques, estableciendo además un límite de acción, inferior al límite de exposición, utilizado para adoptar acciones preventivas como la incorporación de una persona expuesta a vibración a un programa de vigilancia de salud.

2. MATERIALY MÉTODOS. 2.1 Grúa de Horquilla. Las mediciones se realizaron en una grúa horquilla marca TOYOTA, modelo 426FG20 año 1997, serie N°4028, accionada con gas. Su capacidad de carga es de 2000 kg con una altura máxima de 4,3 m. Posee dirección hidráulica y transmisión automática, frenos hidráulicos de poder, con neumáticos delanteros inflados 700/12 y neumáticos traseros macizos 600/9. 2.2 Asientos. Se utilizaron tres unidades de cuatro tipos de asientos: GRAMMER, Modelo MSG71GBLV, con compresor de aire de 12V para el control de sistema de suspensión neumático y regulación con el peso del conductor. KAB Seating, Modelo 21/T1, con sistema de suspensión que incorpora un amortiguador hidráulico central y dos resortes laterales. Asiento Genérico Modelo BF2-3, con un sistema de suspensión

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mecánica de resorte integrado al cojín. Asiento Genérico Modelo BFL-3, con un sistema de suspensión por resortes integrados al respaldo. 2.3 Instrumentación y Montaje. Se utilizó un acelerómetro triaxial Larson Davis SEN021 en la base del asiento, asignado a los canales 4, 5 y 6 (Z, Y, X respectivamente) del medidor de vibraciones SVANTEK SV106, mientras que un acelerómetro DYTRAN 3143 M5 montado en un disco de caucho estandarizado, se ubicó sobre el asiento de la grúa de horquilla, asignando a los canales 1, 2 y 3 (Z, Y, X respectivamente) del medidor (ver figura 2). El instrumento de medición, se fijó en uno de los pilares de la cabina de la grúa de horquilla (ver Figura 1). Adicionalmente se usaron dos sensores triaxiales AHRS YEI TECHNOLOGIES modelo 3 SPACE DATALOGGER, con el objeto de registrar la señal de vibración en función del tiempo para cada asiento. Uno de estos sensores se adhirió al disco de caucho, mientras que el otro se adhirió sobre el acelerómetro triaxial Larson Davis SEN021. (Figura 2) SENSORES AHRS

DYTRAN 3143 en asiento

LARSON DAVIS SEN021 en Base del asiento

Figura 1: Montaje medidor de vibraciones.

Figura 2: Montaje de acelerómetros en asiento y su base.

2.4 Condiciones de Medición. Cada medición fue de 30 minutos continuos, separados en dos condiciones: “sin carga” y “con carga”. La primera condición “sin carga”, consistió en el desplazamiento de la grúa de horquilla por una ruta determinada por calles de la ciudad de Viña del Mar, con una longitud aproximada de 6 km. Para asegurar que la velocidad de desplazamiento se mantenga constante, se reguló el acelerador del vehículo con un perno utilizado como tope, para alcanzar una velocidad máxima de 20 km/h, instruyendo al operador de la grúa de horquilla para mantener el acelerador unido al tope señalado. La segunda condición “con carga” consistió en el trabajo que realiza normal y habitualmente una grúa de horquilla, el desplazamiento con carga en un trayecto reducido, actividad desarrollada en un galpón de la empresa THENOUX Ltda., inmediatamente después de terminar el desplazamiento de 20 minutos en el circuito de 6 Km, para lo cual, se armó un pallet con un peso aproximado de 300 kg, para que la grúa cargue y descargue con desplazamientos cíclicos reducidos, en un trayecto de aproximadamente 20 m. La medición en esta condición se desarrolló en un tiempo aproximado de 10 minutos por cada asiento.

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2.5 Metodología para la Determinación de la Transmisibilidad y SEAT. Las curvas de transmisibilidad, reducción de vibración en función de la frecuencia, se elaboraron a partir de los espectros de frecuencia RMS en 1/3 de octava obtenidos en los seis canales del medidor de vibraciones SVANTEK SV106, y luego realizando la razón entre el espectro medido en el asiento y el espectro medido en la base, comparando los canales 1/4(Z), 2/5 (Y) y 3/6(X). Con esto, se obtienen 3 curvas de transmisibilidad por tipo de asiento, para luego promediarlas y obtener una curva de transmisibilidad representativa de un tipo de asiento. El factor SEAT se obtuvo para los tres ejes y para los indicadores RMS y VDV, realizando la razón entre el espectro medido en el asiento y el espectro medido en su base, ponderando las aceleraciones del eje Z por Wk y las de ejes X e Y por Wd. Se obtienen 3 SEAT por cada tipo de asiento, promediándose éstos para conseguir un SEAT final representativo por tipo de asiento. 2.6 Metodología para la Evaluación de la Exposición. Para simular una condición “típica” de exposición de un operador de grúa de horquilla, primero se determinó un tiempo de exposición total de 6 horas, obtenido de la estadística de mediciones efectuadas en ACHS entre 1999 y 2010 a 86 operadores de grúa de horquilla 1, con una combinación 70% de actividad “con carga” y un 30 % “sin carga”. La composición de las vibraciones en las dos condiciones de medición y en los porcentajes señalados, permitieron obtener el valor de exposición final del operador del vehículo. También se evaluó la exposición para cada condición individual, en suma, planteándose los siguientes casos de exposición para el análisis:    

condición “sin carga” (aprox. 20 min). condición “con carga” (aprox.10). condición ”sin carga - con carga” ( (a) + (b) , aprox. 30 min). condición “típica”, 30% sin carga – 70% con carga.

3. RESULTADOS. 3.1 Vibración de Entrada en Base del Asiento. A modo de ilustrar la vibración a la que fue sometido cada tipo de asiento, la figura 3 muestra el espectro de frecuencia promedio de aceleración obtenido de los doce espectros RMS medidos al reproducir la condición “sin carga – con carga”.

1

El análisis de la base de las mediciones efectuadas por el investigador, indica que el tiempo de exposición de 6 horas es el de mayor frecuencia, con un 25.5 % de los casos seguido por el tiempo de 8 horas de exposición con un 20.7%. De las 86 exposiciones evaluadas, las que superaron el límite máximo de exposición según el Decreto Supremo Nº594/1999, correspondió a un 44%. Las amplitudes típicas de vibración en este puesto de trabajo, están determinadas por los percentiles de amplitudes de vibración 25 y 75 que corresponden a los valores 0.79 m/s2 y 0.42 m/s2, respectivamente, rango que incluye el 50% de los casos.

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Figura 3: Espectro de frecuencia promedio de aceleración en bandas de tercio de octava, condición “sin carga - con carga” para la base del asiento. 3.2 Transmisibilidad. La figura 4, muestra la curva de transmisibilidad promedio por cada tipo asiento, en el rango de frecuencia entre 1Hz a 125Hz, comparadas con la de un asiento rígido teórico.

Figura 4: Espectros de transmisibilidad promedio de cada tipo de asiento, comparada con un asiento rígido (teórico). Valores inferiores a 1, implican reducción de vibración.

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3.3 SEAT (Seat Effective Amplitude Transmissibility) Los valores SEAT para cada tipo de asiento, comparando los canales 1/4(Z), 2/5(Y) y 3/6(X) del instrumento medidor son los que se presenta en la Tablas 1, 2 y 3 para los ejes Z , Y y X, respectivamente. Tabla 1: SEAT RMS y VDV en eje Z. SEAT RMS 1/4 SEAT VDV 1/4 Tipo de Asiento Promedio Promedio Grammer MSG71GBLV 0.55 0.57 KAB Seating 21/T1 0.96 0.91 Genérico BF2-3 1.01 1.03 Genérico BFL-3 0.82 0.80

Tabla 2: SEAT RMS y VDV en eje Y. SEAT RMS 2/5 SEAT VDV 2/5 Tipo de Asiento Promedio Promedio Grammer MSG71GBLV 1.28 1.34 KAB Seating 21/T1 1.28 1.32 Genérico BF2-3 1.19 1.18 Genérico BFL-3 1.14 1.12

Tabla 3: SEAT RMS y VDV en eje X. SEAT RMS 3/6 SEAT VDV 3/6 Tipo de Asiento Promedio Promedio Grammer MSG71GBLV 1.30 1.25 KAB Seating 21/T1 1.47 1.38 Genérico BF2-3 1.74 1.66 Genérico BFL-3 1.87 1.82

3.4 Evaluación de la Exposición Según D.S.N°594/1999. La evaluación de la exposición a vibración según lo establecido en el Decreto Supremo Nº594 efectuó según lo señalado en la Tabla 4. Tabla 4: Límites Permisibles D.S Nº594/1999 para 6 horas de exposición y Calificación de La Exposición. CALIFICACIÓN EJE Z EJE Y EJE X EXPOSICIÓN SOBRE EL > 0,78 m/s^2 > 0,54 m/s^2 > 0,54 m/s^2 LÍMITE ≤ 0,78 m/s^2 ≤ 0,54 m/s^2 ≤ 0,54 m/s^2 BAJO EL LÍMITE

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Tabla 5: Evaluación condición “sin carga” (tiempo de medición aprox. 20 min).

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Tabla 7: Evaluación Exposición “sin carga y con carga” (tiempo de medición aprox. 30 min).

m/s^2 Tipo de Asiento

Tipo de Asiento

m/s^2 Eje Z Eje Y (Wk) (Wd)

Eje X (Wd)

0.960

0.344

0.311

1.678

0.360

0.355

Eje Z (Wk)

Eje Y (Wd)

Eje X (Wd)

1.073

0.353

0.322

1.864

0.371

0.370

Grammer MSG71GBLV KAB Seating 21/T1

Genérico BF2-3

2.086

0.345

0.492

Genérico BF2-3

1.851

0.335

0.469

Genérico BFL-3

2.094

0.331

0.525

Genérico BFL-3

1.915

0.317

0.497

Grammer MSG71GBLV KAB Seating 21/T1

Tabla 6: Evaluación condición “con carga” (tiempo de medición aprox.10 min).

Tabla 8: Evaluación Exposición “Típica”, 30% sin carga–70% con carga.

Eje Z (Wk)

m/s^2 Eje Y (Wd)

Eje X (Wd)

Tipo de Asiento

0.593

0.319

0.279

1.058

0.333

0.313

Grammer MSG71GBLV KAB Seating 21/T1

Genérico BF2-3

1.103

0.310

0.411

Genérico BFL-3

1.057

0.267

0.404

Tipo de Asiento Grammer MSG71GBLV KAB Seating 21/T1

m/s^2 Eje Z (Wk)

Eje Y (Wd)

Eje X (Wd)

0.77

0.33

0.29

1.35

0.34

0.33

Genérico BF2-3

1.47

0.32

0.44

Genérico BFL-3

1.45

0.29

0.44

3.5 Evaluación de la Exposición Según Directiva 2002/44/CE. Esta normativa de la Unión Europea, derivada de la norma ISO 2631-1, a diferencia de la normativa chilena, cuenta con un límite permisible (ELV) y un límite de acción (EAV), junto con dos indicadores de evaluación, la aceleración RMS ponderada (si el Factor de Cresta2 es menor o igual a 9) y la dosis de vibración VDV (si el Factor de Cresta es mayor que 9). La Tabla 9, muestra el criterio de evaluación de la exposición según el factor de cresta de la vibración, en términos de la aceleración RMS ponderada y Dosis (VDV), junto con la calificación del riesgo. Tabla 9: Criterio de Evaluación y Calificación de la Exposición según Nivel de Riesgo, directiva 2002/44/CE. Criterio de Evaluación si Factor de Cresta ≤ 9 aeq(8)>ELV EAV< aeq(8) ≤ELV aeq(8) ≤ EAV

2

Criterio de Evaluación si Factor de Cresta > 9 VDV(8)>ELV EAV<VDV(8) ≤ELV VDV(8) ≤ EAV

Calificación Riesgo CRÍTICO IMPORTANTE BAJO

El Factor de Cresta (CF) es la razón entre la aceleración PEAK y la aceleración RMS de la vibración.

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Tabla 10: Evaluación Exposición, “sin carga”.

Tipo de Asiento

Grammer MSG71GBLV KAB Seating 21/T1 Genérico BF2-3 Genérico BFL-3

Exposición diaria A(8) con una exposición de 6 hrs EAV=0.5m/s^2 ELV=1.15m/s^2 Az(8) Ay(8) Ax(8)

VDV, tiempo de medición de 20 min y exp de 6 hrs. Factor de Cresta EAV=9.1m/s^1.75 ELV=21m/s^1.75 VDVz VDVy VDVX Z Y X

0.92

0.43

0.39

21.41

9.58

8.32

12.43 11.54 11.65

1.61 1.81 1.81

0.45 0.42 0.40

0.45 0.60 0.64

33.67 39.44 40.46

9.95 8.49 8.01

9.41 12.31 13.00

8.80 10.74 7.62 12.04 9.49 8.98 13.77 7.41 7.50

Tabla 11: Evaluación Exposición “con carga”. Exposición diaria A(8) con una exposición de 6 hrs EAV=0.5m/s^2 ELV=1.15m/s^2 Az(8) Ay(8) Ax(8)

Tipo de Asiento

Grammer MSG71GBLV KAB Seating 21/T1 Genérico BF2-3 Genérico BFL-3

VDV, tiempo de medición de 10 min y exp de 6 hrs. Factor de Cresta EAV=9.1m/s^1.75 ELV=21m/s^1.75 VDVz VDVy VDVX

Z

Y

X

0.51

0.39

0.34

12.85

8.25

7.00

10.77 8.02 7.05

0.92 0.95 0.92

0.40 0.38 0.32

0.38 0.50 0.49

20.44 22.02 21.23

8.27 7.37 6.18

7.65 10.49 9.88

7.35 6.10 6.39 9.07 6.06 7.37 10.18 6.10 7.40

Tabla 12: Evaluación Exposición “sin carga y con carga”.

Tipo de Asiento

Grammer MSG71GBLV KAB Seating 21/T1 Genérico BF2-3 Genérico BFL-3

Exposición diaria A(8) con una exposición de 6 hrs EAV=0.5m/s^2 ELV=1.15m/s^2 Az(8) Ay(8) Ax(8)

VDV, tiempo de medición de 30 min y exp de 6 hrs. Factor de Cresta EAV=9.1m/s^1.75 ELV=21m/s^1.75 VDVz VDVy VDVX Z Y X

0.87

0.43

0.39

19.60

9.19

7.93

13.92 11.88 12.03

1.51 1.67 1.73

0.45 0.42 0.40

0.45 0.59 0.63

30.83 35.96 36.69

9.47 8.15 7.43

8.91 11.79 12.03

9.73 10.99 7.99 13.49 9.80 9.38 15.02 7.73 7.93

Tabla 13: Evaluación Exposición “Típica”, 30% sin carga–70% con carga.

Tipo de Asiento

Grammer MSG71GBLV KAB Seating 21/T1 Genérico BF2-3 Genérico BFL-3

Exposición diaria A(8) con una exposición de 6 hrs EAV=0.5m/s^2 ELV=1.15m/s^2 Az(8) Ay(8) Ax(8)

VDV, tiempo de medición de 30 min y exp de 6 hrs. Factor de Cresta EAV=9.1m/s^1.75 ELV=21m/s^1.75 VDVz VDVy VDVX Z Y X

0.67

0.40

0.35

16.93

8.71

7.47

15.46 10.95 9.97

1.17 1.27 1.25

0.42 0.39 0.35

0.40 0.53 0.54

26.69 30.72 31.19

8.88 7.76 6.89

8.30 11.13 11.11

11.96 10.01 7.76 15.96 8.63 9.33 18.06 8.16 8.41

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4. DISCUSIÓN Y TRABAJO FUTURO. En base a los resultados obtenidos, el asiento con suspensión neumática fue superior en la reducción de las vibraciones respecto a los otros seleccionados para este tipo de vehículo, con reducción del orden de 43%. Aunque presentó factores de cresta altos, mantiene un control efectivo de las vibraciones, lo cual se confirma con la evaluación del D.S. N°594/1999, donde la exposición ocasionada por este asiento resultó bajo los límites permisibles y para una condición del alta vibración de entrada (ver figura 3), debido al uso de una superficie de desplazamiento irregular y a la conducción de la grúa de horquilla sin carga, que serían los factores adversos más influyentes en la generación de vibración y exposición de los operadores, según los antecedentes revisados. La tecnología de reducción de este tipo de asiento, resulto ser más efectiva en el control de la exposición que la de los asientos convencionales y asiento con suspensión que incorpora un amortiguador hidráulico. El factor SEAT permitió comprobar que el asiento de la grúa de horquilla constituye un elemento capaz de reducir o amplificar la vibración que expone al operador del vehículo, dependiendo de sus características. En general, en la dirección del eje Z, donde las vibraciones son predominantes, los valores SEAT (VDV) indicaron reducciones desde un 43 % (Grammer MSG71GBLV) hasta un 3% de amplificación (Genérico BF2-3), diferencias que se atribuyen al diseño, tecnología y elementos utilizados en la elaboración de cada modelo, por lo que un asiento específicamente ajustado para reducir vibración, puede constituirse como un elemento efectivo de protección para el operador ante las vibraciones de relevancia ocupacional. Para evaluar la efectividad de un asiento en la reducción de las vibraciones, se recomienda que paralelamente al estudio de la transmisibilidad, obtención del SEAT, se realice un plan de mediciones que permita evaluar la exposición de acuerdo a los límites permisibles que establece el Decreto Supremo 594/1999 u otra referencia normativa. Se recomienda solicitar al fabricante de los asientos originales y de recambio, datos técnicos sobre su capacidad de reducción de vibración, expresados en términos de SEAT o transmisibilidad por banda de frecuencia, dado que con estos datos y el espectro de frecuencia de la vibración del vehículo se puede estimar con una buena aproximación la respuesta que tendría el asiento, una vez instalado, y cuál sería la exposición del trabajador. Adicionalmente, se recomienda no considerar la actual publicidad de asientos antivibración que indican reducciones de hasta un 70% de la “vibración nociva”, lo cual no concuerda con lo encontrado. Considerando que el modelo de evaluación del D.S.N°594, no incluye factores como las vibraciones con componentes impulsivas y factores de cresta superiores al valor 9, se recomienda utilizar otros modelos de evaluación del riesgo para este tipo de exposiciones, como son los señalados por ISO2631-1 y la directiva 2002/44/CE. También, se recomienda el uso de la norma ISO21631-5 (2004) que propone un modelo de evaluación basado en la predicción del daño en la columna vertebral a partir de mediciones de las vibraciones en los asientos. Respecto a posibles líneas de aplicación y trabajo a futuro basado en esta investigación, está el ampliar la cantidad de asientos en estudio, para disponer de más alternativas en la selección de medidas de control de la vibración. También se puede efectuar un estudio de la efectividad de estos asientos o similares en otro tipo de vehículos, donde la vibración se reconoce como un factor de riesgo para la salud, como ocurre en vehículos para el movimiento de tierras, vehículos de carga y transporte dentro y fuera de carretera, entre otros. Otra posible aplicación sería desarrollar un sistema anexo a un asiento de bajo costo (como los genéricos usados en este estudio), que permita reducir la vibración que afecta al

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operador, lo que podría efectuarse con una base de soporte y un sistema de aislamiento viscoelástico diseñado apropiadamente para reducir las aceleraciones en el soporte del asiento.

5. REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS [1] Drugă, C., Barbu, D., Lache, S. (2007). “Vibration and the human body” Fascicle of Management and Technological Engineering, Volume VI (XVI). [2] Organización Internacional del Trabajo, O.I.T., Enciclopedia de salud y seguridad en el trabajo, Helmut Seidel y Michael J. Griffin, Capitulo 50: Vibraciones, Vibraciones de cuerpo completo, traducción del original, Ministerio de Trabajo y Asuntos Sociales, Centro de Publicaciones, Madrid España 1998. [3] Griffin, M.J. Handbook of human vibration, Elsevier Academic Press; (1996), Londres. [4] Barriera, H.Effect of Forklift Operation on Lower Back Pain: An Evidence-Based Approach”, Human Factors and Ergonomics in Manufacturing, 18 (2). 125–151. [5] Malchaire, J., Piette, A. and Mullier, L. (1996). “Vibration exposure on fork-lift trucks”, Am Occup Hyg 40, 79-91. [6] Motmans, R. (2012). “Reducing whole body vibration in forklift drivers”, Department of Ergonomics, IDEWE, Interleuvenlaan 58, 3001 Leuven, Belgium, Work 41 2476-2481. [7] Joubert, D. “A holistic approach to control of whole-body vibration exposure in forklift drivers” Central Queensland University, School of Health and Human Performance, 2002. [8] Decreto Supremo N°594. Reglamento sobre condiciones sanitarias y ambientales básicas en los lugares de trabajo, MINSAL, 1999. [9] Protocolo para la aplicación del D.S. N°594/99 del MINSAL, Titulo IV, párrafo 3° Agentes Físicos – Vibraciones. [10] International Organization for Standardization ISO 8041 (2005) Human-response vibration measuring instrumentation. International Organization Standardization (ISO), Geneva, Switzerland. [11] International Organization for Standardization ISO 2631-1 (1997). Evaluation of human exposure to whole-body vibration. Part. 1: General Requirements. International Organization Standardization (ISO), Geneva, Switzerland. [12] DIRECTIVA 2002/44/CE DEL PARLAMENTO EUROPEO Y DEL CONSEJO (2002). Sobre las disposiciones mínimas de seguridad y de salud relativas a la exposición de los trabajadores a los riesgos derivados de los agentes físicos (vibraciones) [13] KAB SEATING. Página de la marca. Pestaña vehicles seating. Consultado el 7 de enero 2014 a las 0:00 horas. Disponible en la web: www.kabseating.com/vehicle/product.asp?product=47&grouptype=range&rangeid=11.

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Modelado Dinámico Isofónico (MDI) Ricardo A. Saldías Fuentes Escuela de Comunicación, DUOC-UC, Santiago, Chile, ri.saldias@profesor.duoc.cl

RESUMEN: El modelado dinámico isofónico se presenta como complemento a los procesamientos de dinámica y espectrales (Ecualizadores) clásicos, su uso eficiente se restringe a ciertas señales de audio de instrumentos musicales tal como voces, pianos, batería, etc. Es decir, instrumentos de viento y de cuerda en general. El objetivo de este trabajo es desarrollar un algoritmo que permita modificar el nivel de la señal de audio para conseguir una sonoridad más constante y de esta forma mejorar la percepción final del timbre de la señal de audio. Su algoritmo se basa en las curvas isofónicas (ISO-226) por lo que modifica la dinámica a partir de un análisis espectral de la señal. Este principio de funcionamiento lo aleja del modo de operación de los procesadores convencionales y lo pone como una alternativa eficiente para el procesamiento de la señal de audio a nivel psicoacústico.

KEYWORDS: Psicoacústica; Procesamiento de audio; Curvas isofónicas, Loudness; Procesadores de dinámica.

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1. INTRODUCCIÓN En el ámbito del procesamiento de señales de audio los procesadores dinámicos y ecualizadores han jugado y seguirán jugando un rol de primera importancia en aplicaciones que van desde la producción musical, producción cinematográfica, transmisiones de audio en streaming, broadcasting, telefonía etc. Con la tecnología digital actual y disponible los desarrolladores han generado, en los últimos 30 años, una amplia gama de productos para el procesamiento de audio. Estos desarrollos se han basado en; la incorporación de las nuevas teorías y modelos de procesamiento digital, la simulación de procesamiento analógico mediante tecnología digital y la búsqueda continua de nuevas herramientas que permitan ampliar la gama de recursos técnicos disponibles al servicio de la creatividad y mejora continua de la calidad del sonido. El presente trabajo se enmarca dentro de esta búsqueda y propone una mirada integradora entre lo que es el procesamiento en el dominio de la frecuencia, el procesamiento en el dominio del tiempo y las características psicoacústicas del sistema auditivo humano. La mirada tradicional condiciona a “solo pensar” en el dominio de la frecuencia si se esta modificando señal de audio con un ecualizador o fuerza a “solo pensar” en el dominio del tiempo si se esta usando un procesador de dinámica. El punto es que esta mirada no permite apreciar el suceso sonoro en su real dimensión y naturalidad. Se sabe que cualquier modificación en cualquiera de los 2 dominios afecta de forma integral a la señal y además las decisiones tomadas cuando un audio es procesado son originadas a partir de una evaluación psicoacústica. A partir de este enfoque este trabajo expone un nuevo tipo de procesador que considera; la energía y distribución espectral de la señal de audio, el nivel peak y rms de la señal de audio y las características de la sensibilidad del oído humano a diferentes frecuencias [1][4]. Basándose principalmente en las curvas de igual sonoridad ISO-226 [5]

2. ECUALIZADOR CLÁSICO Independiente de la tecnología utilizada para su construcción, el principio fundamental de un ecualizador es el de un amplificador de ancho de banda reducido, es decir, permite amplificar o atenuar la energía de ciertos componentes de frecuencia dependiendo del tipo de ecualizador utilizado (shelving o peaking). Es necesario mencionar que las variaciones aplicadas sobre el espectro de la señal son evaluadas y decididas por el operador del ecualizador, tal como ilustra la figura 1

Figura 1: Esquema procesador espectral

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3. PROCESADOR DINÁMICO CLÁSICO En el caso de los procesadores de dinámica las modificaciones de nivel que producen son controladas, en parte por el operador y en parte por un sistema automático. Este sistema automático toma decisiones a partir de los parámetros ingresados y a partir de la evaluación continua de los niveles picos de la señal de audio. La figura 2 nos muestra un diagrama esquemático del funcionamiento de estos procesadores.

Figura 2: Esquema procesador de dinámica

4. MODELADO DINÁMICO ISOFÓNICO (MDI) Este procesador psicoacústico, afecta o actúa modificando la dinámica de la señal de entrada. Desde este punto de vista se aproxima a un procesador de dinámica, sin embargo, la diferencia radica en cómo determina la variación dinámica que se aplicará sobre la señal. Como podemos apreciar en la figura 3, la señal es modificada en su dinámica, considerando su contenido espectral y las características de sensibilidad del sistema auditivo reflejadas en las curvas de igual sonoridad. El primer paso, como muestra la figura 4, es tomar un fragmento de la señal de audio, definido por una cantidad de muestras especificas, luego este bloque de datos es sometido a 3 evaluaciones; detección de pitch, valor peak y valor rms. Estos datos ingresan al algoritmo de modelado dinámico isofónico.

Figura 3: Esquema procesador MDI

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Figura 4: Diagrama de flujo MDI La figura 5 muestra el detalle del algoritmo del procesador, el contenido espectral del bloque se analiza para determinar la frecuencia que posee mayor energía dentro de ciertos límites (frecuencia predominante). Con la frecuencia predominante se evalúa la variación de nivel según ISO-226-2003 [5]. Esta variación entre 20 Hz y 12,5KHz se puede ver en la figura 6 y corresponde a la variación de la curva isofónica normalizada en 1KHz que propone la ISO226-2003. El valor peak es utilizado para definir el rango sobre los cuales se aplicará el modelado isofónico y el valor rms define un corrimiento de nivel y rango dinámico disponible para que las variaciones de nivel total no superen la dinámica disponible del sistema.

Figura 5: Modelado dinámico isofónico

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Las variaciones de nivel pueden llegar a ser muy bruscas provocando cambios notorios de nivel, por lo cual, según el tipo de señal a procesar, se puede hacer necesario suavizar dichos cambios. Para realizar este suavizado se recomienda aplicar un cálculo del valor cuadrático medio sobre la variación dinámica isofónica, la cantidad de datos a evaluar en este cálculo se deja como parámetro del procesador.

Figura 6: Variación isofónica normalizada a 1KHz -ISO226

5. IMPLEMENTACION DEL PROTOTIPO Para poder realizar evaluaciones experimentales se desarrollo una aplicación del algoritmo de la figura 4 con la GUI de Matlab. Los parámetros de usuario del procesador MDI son los siguientes: Threshold [dB] Amount Smooth

: Permite determinar a partir de que nivel se aplica el proceso sobre la señal de entrada. : Permite modificar las variaciones dinámicas que se aplicarán, siendo 1 el valor máximo que define la curva isofónica normalizada. : Permite suavizar la curva de evaluación produciendo que las variaciones dinámicas a aplicar tengan una variación con cambios menos bruscos.

6. APLICACIONES EXPERIMENTALES Con el objetivo de validar los resultados de este algoritmo MDI se implementó una prueba piloto que consistió en lo siguiente: Se le pidió a los individuos bajo test modificar el nivel de 43 notas de un piano (desde la octava Nº1 hasta la Nº8, con resolución de 1 tono). Las instrucciones fueron que

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realizaran la modificación necesaria de nivel para que todas las notas se percibieran con igual sonoridad. Los individuos escogidos para la prueba piloto fueron 4 profesionales de amplia experiencia en el mundo de la mezcla de producciones musicales. Se pueden observar, en la figura 7, dos de las 43 notas utilizadas para el test. Las notas corresponden a un C1 y un C8, las de frecuencia fundamental más baja y más alta, respectivamente. El sistema utilizado por los individuos bajo test fue: • Pro-tools 9.0 sobre Macbook pro, tarjeta de audio integrada • Monitoreo con audífonos AKG K55, calibrado a 70dB(Flat, 1KHz)

Figura 7: Dos de las 43 notas usadas para realizar el test a individuos Gráfica tiempo/amplitud

7. RESULTADOS Una vez realizados los test a cada individuo los datos fueron corregidos con la respuesta de frecuencia del sistema y los resultados se muestran en la figura 8. El trazado en color negro de la figura 8 representa el promedio de los 4 test.

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Figura 8: Test a individuos - normalizada a 1KHz - Gráfica frecuencia/dB Para continuar se procesaron las mismas 43 notas del piano con el prototipo implementado en Matlab, la señal cargada al prototipo fue normalizada a -32 dBFs rms, y los parámetros del procesador MDI fueron los siguientes: • • • •

Umbral = -50 dB Amount = 1 Smooth = 12 Buffer = 2048

Figura 9: Promedio test individuos (rojo) y MDI (azul) - Gráfica frecuencia/dB La figura 9 muestra las diferencias entre las variaciones de nivel aplicadas por el MDI implementado en Matlab y el promedio de lo realizado por los individuos bajo test. En la figura 10 podemos ver que las diferencias promediadas, entre los test a individuos y el MDI, están separadas en 3 zonas: • Bajo los 100 Hz las diferencias son las mayores observadas y permiten decir que el MDI aplica en promedio 3dB más de nivel que lo aplicado por los individuos.

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• Entre 100 Hz y 1KHz las diferencias promediadas indican que el MDI aplica 2.8 dB menos que lo aplicado por los individuos. • Entre 1KHz y 4 KHz la diferencia promediada es de aproximadamente +0.1 dB, lo que implica que el MDI aplicó, en promedio, 0.1 dB más que lo que aplicaron los individuos.

Figura 10: Promedio de las diferencias (azul) y diferencia entre los test a individuos y MDI (rojo) - Gráfica frecuencia/dB La forma de implementación del algoritmo también influye en los resultados, en este caso la detección de la frecuencia predominante o pitch fue testeada con algoritmos en base a; Máxima energía, auto-correlación [7] y método Cepstral [7]. Para todos estos casos existen pequeñas variaciones, pero finalmente los resultados expuestos en este trabajo son los obtenidos con Máxima energía. Otro elemento clave de la implementación es evitar cambios bruscos de nivel, los cuales serán percibidos como un error de procesamiento. Para evitar este problema, como se mencionó, se implementó un “smooth” o suavizado a las variaciones de nivel. El algoritmo que dio mejores resultados, y finalmente implementado, para este suavizado de datos corresponde al teorema de valor medio (rms). Para ello el algoritmo toma un bloque de cierto tamaño de datos y calcula su valor rms, el tamaño del bloque de datos es manipulado por el usuario mediante el parámetro smooth.

8. CONCLUSIONES Las diferencias entre el promedio de los test de individuos y lo aplicado por el algoritmo MDI tienen diferentes análisis. El primero se relaciona con la validez del test de prueba. Sin duda que realizar, en un futuro, un test de carácter estadístico permitiría un análisis más fino y certero de los resultados. A pesar de esto los resultados obtenidos permiten ser optimistas con respecto a la validez del algoritmo MDI. Además existen sesgos evidentes relacionados con variables no contempladas, cuya omisión fué, con el propósito de simplificar el algoritmo y su aplicabilidad en condiciones de trabajo reales. Estas variables no consideradas son; la

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variación de la sonoridad según los niveles de escucha [6], las variaciones de la sonoridad relacionadas con la duración de la señal de prueba [1], las variaciones de la sonoridad relacionadas con señales de carácter temporal-impulsivas y la variación de la sonoridad para señales musicales de ancho de banda variable.

8. DISCUSIÓN FINAL El MDI también fue sometido a evaluaciones con distintos materiales musicales por parte de los individuos bajo test y en general la apreciación subjetiva de dichos profesionales es alentadora, en resumen se clasificó como un procesador “fino” que mejora los ataques y finales de frase vocales los cuales recurrentemente son corregidos con automatización de nivel. Como proyectos a futuro se planifica realizar un test con carácter y validez estadística, además, de mejorar el modelo teórico y experimental de sonoridad para contenido musical que permita optimizar el modelado dinámico isofónico. Finalmente se espera probar el MDI en voces habladas y evaluar una posible mejora en la inteligibilidad de la palabra, ya que pruebas previas parecen mostrar resultados favorables en este ámbito.

9. AGRADECIMIENTOS Dedico este trabajo a la inspiración de mi vida, mis hijos; Ignacio, Josefa y Gustavo. También agradezco a Jaime Delannoy A. por su siempre buena disposición a colaborar y por sus sabios consejos y observaciones. Finalmente gracias a la Escuela de Comunicación DUOC-UC por acoger este trabajo, apoyar su desarrollo final y permitir su difusión.

REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS [1] Zwicker, E., Fastl, H., ‘Psycho-acoustics, Facts and Models’, Springer, Berlin, 1999. [2] Nygren, Paul, ‘Achieving equal loudness between audio files’, Royal Institute of Technology, Stockholm, Sweden, 2009. [3] Timoney, J., Lysaght, T., Schoenwiesner, Marc., McManus, L., ‘Implementing loudness models in matlab’, Proc. of the 7th Int. Conference on Digital Audio Effects (DAFX-04), Naples, Italy, 2004. [4] Moore, B. C. J., Glasberg, B. R. ‘A Revision of Zwicker's Loudness Model’, Department of Experimental Psychology, University of Camhridge, Acustica, 1996. [5] ISO-226:203 ‘Normal equal-loudness-level contours’ (revision 2014). [6] Florentine, Mary., Popper, Arthur N., Fay, Richard R., “Loudness” , Springer, 2011. [7] Seo, Naotoshi., Algoritmos de detección de pitch: http://note.sonots.com/SciSoftware/Pitch.html.

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Banco de Pruebas para un Sistema de Pre-amplificación de señal de audio con Multi-transformadores J.A. Beltrána, M. Mejíaa, M.F. Torresa & M. Herreraa a

Facultad de Ingeniería, Programa de Ingeniería de Sonido, Universidad de San Buenaventura, Bogotá D.C., Cr 8H #172-20, Colombia, mherrera@usbbog.edu.co.

RESUMEN: El siguiente artículo explica el método, como un banco de pruebas, para evaluar parámetros objetivos de THD –Análisis de Fourier- y Función de Transferencia y parámetros subjetivos de Calidez y Brillo. El cual se implementa en cinco (5) diferentes pre-amplificadores, entre estado sólido y válvulas al vacío, con el fin de encontrar una relación directa entre estos parámetros y no linealidades del sistema y determinar qué elementos electrónicos están relacionados con la percepción auditiva de calidez y brillo en una grabación realizada con estos dispositivos. Las pruebas subjetivas fueron realizadas en dos fases, donde en la segunda, se consultó a un panel de expertos acerca de su percepción con respecto a la señal de salida del pre-amplificador. Los resultados muestran interesantes características de los sistemas analizados, y el proyecto abre puertas para posteriores experimentos en el ámbito de dispositivos para audio.

KEYWORDS: Banco de pruebas, Brillo, Calidez, Pre-amplificador, THD –Análisis de Fourier, Multitransformadores.

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1. INTRODUCCIÓN La ingeniería propone métodos para evaluar los sistemas, en el caso de la ingeniería de sonido, en un contexto de grabación y producción musical, los sistemas son evaluados no solo por parámetros objetivos, como la respuesta en frecuencia, THD, función de transferencia sino por parámetros de calidad sonora, donde son estas características las que tienen peso al momento de elegir uno u otro dispositivo para una producción musical. Uno de estos dispositivos es el amplificador de señal pequeña o comercialmente conocido como preamplificador. Los primeros amplificadores de señal pequeña en implementarse fueron diseñados con válvulas al vacío, ya que algunas décadas atrás era el elemento que se conocía para lograr un circuito de amplificación de una señal eléctrica. Posteriormente, en los 60s, la invención del transistor hace posible que dichos circuitos sean logrados con mayor facilidad y economía. Sin embargo, las válvulas al vacío siguen siendo implementadas actualmente por motivos tanto subjetivos, tales como la calidez y la suavidad [1], como objetivos: THD, modelos psicoacústicos [2], que estas tienen sobre la señal procesada. En este artículo se implementa un método para evaluar los parámetros anterior mencionados, usando un tríodo dual 12AX7 con tres configuraciones de salida, una etapa de válvulas y dos con transformadores comerciales, con el fin de analizar los parámetros objetivos/subjetivos de las diferentes configuraciones para su posterior comparación entre ellos y dos pre-amplificadores comerciales, el API512C (estado sólido) y el Manley Voxbox (válvulas al vacío).

2. METODOLOGÍA La Figura 1 muestra el diagrama de bloques del banco de pruebas propuesto. La entrada del sistema es la señal procesada a través del DUT (Device Under Test, Dispositivo Bajo Prueba).

Figura 1. Diagrama de Bloques Método Banco de Pruebas La señal de entrada al Banco de pruebas, es sometida a medición de parámetros objetivos (THD y función de transferencia) y a mediciones de parámetros subjetivos (Calidez/Brillo y Calidad) para realizar un análisis de resultados que finalmente permita relacionar ambos tipos de parámetros identificando las características que imprime el circuito de amplificación sobre la señal de entrada. 2.1 Parámetros Objetivos THD –Análisis de Fourier [3]: Se aplica una señal seno de 1KHz a un 1Vmax a los

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sistemas y con el analizador de espectro se analiza el contenido armónico, determinando la cantidad y amplitud de cada uno de estos. Calibración: Inicialmente, se conecta la señal del generador al osciloscopio para garantizar que se genere una onda seno de 1v pico a 1KHz. Una vez comprobado esto, se mide la distorsión armónica propia del generador, por medio del analizador de espectro. Con el fin de hacer el análisis del DUT sin considerar el aporte del generador de señales en el sistema analizado.

Figura 2. Análisis de Fourier a 1Vpp@1KHz del generador de señales. Procedimiento: La señal del generador es ingresada al DUT directamente por su entrada de instrumento, la salida es analizada con el osciloscopio y la ganancia del DUT es llevada justo antes de la zona de recorte, con el fin de analizar el aporte armónico en ganancia máxima (antes de distorsión). Función de transferencia (McCarthy, 2007): Con ayuda de un software de análisis se registra el comportamiento en frecuencia tanto en amplitudes como en respuesta en fase de los sistemas, con el fin de determinar cuál de estos posee una mayor linealidad en el espectro audible. La linealidad hace referencia a que la señal de salida debe ser proporcional a la señal de entrada, por lo tanto en el caso de los pre-amplificadores, es de vital importancia que la medición se realice por debajo de su punto de distorsión. La Figura 5 es la respuesta al impulso del sistema sin calibrar donde se observa que existe un corrimiento en tiempo de 55ms. En la Figura 6 se muestra la corrección temporal de la respuesta al impulso.

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Figura 3. Respuesta al impulso sistema de medición sin calibrar. b) Respuesta en frecuencia dB vs Frecuencia [Hz] (Sistema de medición sin calibrar).

Figura 6 a) Respuesta al impulso sistema de medición calibrado. b) Respuesta en frecuencia dB vs Frecuencia [Hz] Procedimiento: Desde el software de análisis, se genera una señal de ruido rosa por un canal D/A balanceado de la interfaz a un nivel de -54dBFS peak (Nivel de señal de micrófono). Esta señal es ingresada al DUT y amplificada a nivel nominal. Posteriormente, se toma la salida del DUT y se ingresa un canal A/D balanceado de la interfaz. Para el análisis se toma como referencia la salida ruido rosa del Software de análisis (x(t)) y se compara contra el canal de entrada de la interfaz (y(t)). 2.2 Parámetros Subjetivos Para asegurar invariabilidad en tiempo del sistema, el registro debe realizase por un sistema de registro lineal y que en la cadena no esté involucrado ninguno de los DUT, luego la señal debe ser re-amplificada y de nuevo ser amplificada y registrada por cada uno de los DUT, de esa manera se tiene que la misma ejecución musical sea la misma para cada una de las muestras. Luego cada una de las muestras es expuesta a la población sobre la cual se aplica una

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encuesta para evaluar parámetros de calidad de sonido del instrumento registrado, calidez y brillo de los DUT seleccionados. La encuesta a aplicar sigue dos modelos de escalamiento para determinar los diferentes parámetros a evaluar. Para la evaluación de los parámetros de calidez (presencia de graves, bajos adecuados y buena relación de los armónicos fundamentales a los armónicos superiores) y brillo (énfasis en altas frecuencias y armónicos con gran presencia con respecto a los fundamentales) se aplica el escalograma de Guttman en el cual se aplica el diferencial semántico que permite determinar la categoría elegida por el sujeto entre dos adjetivos bipolares (cálido y brillante) sin entregar al sujeto encuestado ningún valor numérico, sin embargo para el posterior análisis de resultados se consideran las casillas con valores entre 1 y 5 siendo 1 la opción más cálida y 5 la más brillante; mientras la evaluación de la calidad de la señal sigue la escala de Likert en la cual los elementos se acomodan en forma de afirmación o juicio para evaluar la reacción de los sujetos sometidos a la prueba mediante la elección de uno de los cinco puntos de la escala previamente asociados a un valor numérico que permitirá obtener la puntuación final efectuando una suma según los puntos seleccionados. [4]. Población y Muestra: Al contar con dos clases de pruebas para evaluar la calidad de cada uno de los diferentes preamplificadores son esenciales dos clases de poblaciones. La primera son los amplificadores de audio frecuencia de señal pequeña, se recomienda que sean de dos tipos, de estado sólido y de válvulas al vacío, ya que se busca determinar diferencias y preferencias entre estos dos tipos de tecnologías, sin embargo cualquier topología de preamplificadores puede ser aplicada al banco de pruebas. Para un estudio de estos parámetros subjetivos y objetivos en pre-amplificadores es necesario que la comparación se realice por lo menos entre dos o más DUT. La segunda población, a quienes se les aplicará la encuesta, deben ser ingenieros de sonido, donde el investigador la aplique a una muestra no probabilística de expertos donde la elección de estos depende de las necesidades de la investigación y no de la probabilidad, por lo tanto los sujetos no se seleccionan mecánicamente mediante fórmulas de probabilidad, sino por el proceso de toma de decisiones que obedecen a los criterios de la investigación. En este caso se requiere una muestra de expertos cuyo nivel de entrenamiento auditivo sea bastante elevado y le permita identificar con claridad las diferencias entre las grabaciones que se le presentan (Hernández, Fernández & Baptista, 1998).

3. IMPLEMENTACIÓN 3.1 DUT’s Para la implementación del método Banco de Pruebas se compara un banco de preamplificadores usando un tríodo dual 12AX7 con tres configuraciones de salida, una etapa de solo válvulas y dos con transformadores comerciales, construido por los autores de este artículo y dos pre-amplificadores comerciales, el API512C de estado sólido y el Manley Voxbox de válvulas al vacío. 3.2 Método de Grabación Se graba una composición musical con los siguientes instrumentos: Batería. Bajo. Teclado. Guitarra eléctrica con amplificador. Voz. Saxofón Alto. Los instrumentos que se analizan son

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la guitarra eléctrica y la voz. La única variable de las muestras es el pre-amplificador seleccionado para el ensayo, manteniendo constante la toma de grabación y el micrófono para cada una de ellas, AKG C414 mediante un proceso de Re-amp empleando el kit X-amp de Radial el cual permite tomar una señal en nivel de línea y llevarla a nivel de micrófono para ser nuevamente amplificada a través de cada uno de los DUT de manera independiente (Consultar función de transferencia del kit X-amp en el anexo A). Cada una de las muestras es registrada en un DAW –Digital Audio Workstation, por canales independientes. La Figura 14 muestra el diagrama de bloques del registro de las señales para las pruebas subjetivas. 3.3 Muestra no Probabilística de expertos La muestra elegida está conformada por cuatro ingenieros expertos en el tema.

Figura 4. Diagrama de bloques, registro de señal para pruebas subjetivas grabación a) Voz y b) Guitarra Eléctrica

4. ANÁLISIS DE RESULTADOS 4.1 Parámetros Objetivos THD-Análisis de Fourier: La tabla 1, relaciona los niveles en dB de cada armónico (2-10) con cada uno de los dispositivos: Tabla 1: Niveles relativos de los 10 primeros de los DUT respecto a la fundamental

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Partiendo de los datos de la tabla 1, se halla la diferencia del nivel de cada armónico con respecto al nivel de la frecuencia fundamental, obteniendo los resultados ilustrados en la Figura 15.

Figura 5. Comparación de los armónicos en Amplitud Relativa a la Fundamental de los DUT, No. de Armónico Vs Amplitud Relativa a la Fundamental [dB] En la Figura 15, los armónicos que se acercan a -100dB son los que poseen menor presencia en el análisis de Fourier. El azul más oscuro representa los armónicos del generador implementado para la medición y azul más claro los del Api 512c. Como se observa, los armónicos del Api son bastante similares a los del generador y están presentes casi al mismo nivel, permitiendo inferir que este primer DUT es bastante limpio y no aporta a la señal un contenido armónico muy distinto a sus propiedades originales. En cuanto a los otros dispositivos, se puede observar que la presencia de armónicos difiere del generador, esto quiere decir que sí imprimen en la señal un contenido armónico diferente a sus características iniciales. Se ve por ejemplo que en el primer armónico, el DUT que posee mayor presencia es el BP en la configuración TR1; aproximadamente a 10dB de diferencia se encuentra el BP en la configuración TR2, seguido por el BP en la configuración Tubos y se observa que el Manley posee una presencia en este armónico incluso menor que la del generador. En el segundo armónico, el de mayor presencia es de nuevo el BP-TR1 pero esta vez de menor nivel que en el armónico anterior, el BP-TR2 se presenta casi al mismo nivel que en el primer armónico y Manley aparece más presente que el generador. El BP-Tubos se encuentra en cambio menos presente que el Api y el generador. El tercer armónico cuenta con una menor presencia de todos los DUT y del generador. El BP-TR1 se encuentra casi al mismo nivel que el BP-TR2 los cuales están por encima de los demás dispositivos y el BPTubos es el de menor presencia. En el cuarto armónico, no hay presencia del Api. El BP-TR1 es el más presente y el BP-Tubos el menos presente. En el quinto armónico vuelve a haber presencia del API (y del generador) y se repite el siguiente orden del más presente al menos presente: BP-TR1, BP-TR2, Manley, API y BP-Tubos. En el sexto armónico aparece como el Manley como el más presente y el BP-Tubos como el menos; en el séptimo armónico el BPTR1 vuelve a ser el más presente, seguido por el BP-TR2 y el BP-Tubos es de nuevo el de menor presencia.

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En el octavo armónico el Manley es el más presente, seguido por el Api y posteriormente por el BP-TR2, el BP-Tubos es el menos presente. El noveno armónico cuenta con mayor presencia del BP-TR2, seguido por el Manley posteriormente por el BP-TR1, luego el API y finalmente el BP-Tubos que posee un nivel por debajo de los -100dB. Función de Transferencia: Después de haber realizado las respectivas mediciones de cada uno de los DUT, se comparan los resultados de función de transferencia normalizados a 0dB como se muestran en la Figura 16.

. Figura 6. Función de Transferencia de los DUT. Amplitud [dB] vs Frecuencia (Hz) El pre-amplificador API 512c (Azul), muestra un comportamiento plano desde los 70Hz hasta los 20KHz (hasta donde permite analizar la frecuencia de muestreo). Se puede observar también que se presenta un incremento en bajas frecuencias de 70Hz hacia abajo. En el caso del Manley Voxbox (Rojo), la respuesta es plana desde los 20Hz (descartando el rizado ocasionado por la respuesta del software), hasta los 4KHz y de ahí en adelante empieza a haber un incremento en altas frecuencias hasta los 20KHz. El banco de pre-amplificadores presenta para sus tres configuraciones un rizado en bajas frecuencias que se extiende hasta los 300Hz ocasionado por la fuente de alimentación. La primera configuración del banco de pre-amplificadores (Tubos-verde), presenta una respuesta plana que va desde los 47Hz hasta los 10KHz y de ahí en adelante hay un decremento en la amplitud. La segunda configuración (Transformador 1- amarillo), presenta una respuesta plana a partir de los 73Hz hasta los 10KHz y posterior a esto decae de manera similar a la configuración uno. La tercera configuración (Transformador 2- magenta), responde de manera plana partiendo de los 43Hz hasta los 8.5KHz y de ahí en adelante empieza a decaer. El comportamiento del pre-amplificador API (Azul) y el Manley (Rojo), es lineal entre 20Hz-20KHz, sin embargo en las bajas frecuencias se observa que hay mayor linealidad en el API y para las frecuencias altas ocurre lo contrario, donde el API se comporta más plano que el Manley, partiendo de los 12KHz. Las configuraciones del banco de pruebas, tienen un comportamiento similar entre sí. La curva de fase no presenta el comportamiento lineal de los dos dispositivos anteriores (API y Manley), el corrimiento máximo de fase (180 grados) se encuentra en 30Hz para la primera

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configuración, en 40Hz para la segunda y en 20Hz para la tercera. A partir de los 2KHz, el de mayor corrimiento en la fase es la segunda configuración del BP seguido de la opción tres y por último la opción uno. Esto debido a que las dos últimas opciones tienen transformadores con inductancias que alteran el comportamiento del tubo empleado. 4.2 Pruebas Subjetivas Partiendo de los datos obtenidos en las encuestas (estos datos son de uso de los investigadores según el consentimiento informado a los encuestados, por lo tanto solo los investigadores tienen acceso a esta tabulación), se calcula el promedio aritmético de cada parámetro evaluado, y se calcula también la covarianza y la correlación entre ambos parámetros para determinar qué tanto se relacionan entre ellos, estos datos se ilustran en la tabla 2. A pesar de que la muestra es bastante reducida, en la mayoría de los casos la correlación se presenta por encima de 0.5 tanto hacia el lado de una correlación positiva indicando una relación de pendiente positiva entre ambas variables (Calidez/Brillo y Calidad), como hacia el lado negativo que indica una pendiente negativa en la relación de ambas. Los datos recolectados en la encuesta, muestran que en el parámetro de calidez y brillo hay resultados similares para los cuatro ingenieros entrevistados y que coincidieron en cuál es pre-amplificador más brillante y cuál el más cálido. Es decir que determinando el promedio entre las apreciaciones realizadas para la voz y la guitarra, es posible ordenar los pre-amplificadores testeados del más cálido al más brillante como se muestra en la tabla 3.

Tabla 2: Promedio aritmético de los parámetros Calidez/Brillo y Calidad, covarianza y correlación de los datos obtenidos en prueba no probabilística de expertos.

Tabla 3. Promedio Calidez/Brillo de los DUT, del más cálido al más brillante.

En cuanto a la calidad, el resultado no fue tan homogéneo por ser esto una consideración altamente subjetiva, reconocida así por los mismos ingenieros en su entrevista verbal, en donde admiten que lo que algunos prefieren no es necesariamente lo que prefiere la

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mayoría ya que influyen elementos como las necesidades de la composición musical, el color de la voz del intérprete, el tipo de distorsión en la guitarra del sólo, entre otros.

5. CONCLUSIONES El hecho de que el DUT1 (API512c) haya sido considerado el más brillante, está relacionado con que este dispositivo presenta una respuesta en frecuencia plana en el rango audible. Su comportamiento en los nueve primeros armónicos, corresponde a la distorsión de la señal entrante (generador de señales), lo que indica que este DUT es el que la conserva con mayor fidelidad con una diferencia no mayor de 3dB en cada armónico (Tabla 1). El DUT 3 en su primera configuración (BP-Tubos), fue percibido como cálido con un promedio de 2.00 que se puede asociar con la caída que presenta en su respuesta en frecuencia después de los 11KHz, sumada a la presencia de nivel en los ocho primeros armónicos. La segunda configuración del BP (BP-TR1), DUT 4, fue calificada como cálido con un promedio de 1.88 que se relaciona con la respuesta en frecuencia que presenta un decremento a partir de los 10KHz. Su contribución en los cinco primeros armónicos es la más elevada con respecto a los demás dispositivos analizados y esto se refleja en los resultados de calidad obtenidos en la muestra de expertos ya que la grabación 4 fue elegida como la menos favorita con un promedio de 2,75, mientras que en la guitarra obtuvo un promedio de 4, que la convierte en la preferida por encima de las otras grabaciones. Es posible deducir entonces que como la muestra de la guitarra presentaba distorsión de amplificador, la fuerte presencia de los armónicos mencionados favoreció al instrumento. En cambio, en la voz ocurrió lo contrario debido a que la fuente debe preservarse limpia en términos de distorsión. El DUT 5, la tercera configuración del BP (BP-TR2), fue calificada como la de mayor calidez con un promedio de 1,63 que se relaciona con el corte en su respuesta en frecuencia a partir de los 8.5KHz, la cual se encuentra por debajo de los cortes en altas frecuencias de las dos primeras configuraciones. Es decir, que entre más abajo se presentó el corte, el DUT fue considerado de mayor calidez. En general se puede afirmar que los parámetros subjetivos de calidez y brillo responden a una combinación entre la respuesta en frecuencia del dispositivo y su contribución en los armónicos, relacionando los aspectos electrónicos del circuito con lo que se percibe auditivamente en la señal procesada. No se descarta la posibilidad de que estén también asociados a otros parámetros electrónicos como la respuesta al transiente. Después de analizar todos los parámetros mencionados, Es posible resaltar que los dispositivos que emplean válvulas al vacío en su circuito de amplificación, sí se perciben como cálidos y presentan una contribución particular en los armónicos que no es propia de la señal de entrada y difiere en gran medida de las contribuciones del pre-amplificador de transistores analizado.

REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS [1]Barbour, E. The Cool Sound Of Tubes. IEEE SPECTRUM. (1998). [2]Dobrucki, A., Maleczek, S., & Maurycy, K. Subjective And Objective Evaluation Of The Audio Vacuum Tube Amplifiers. AES Convention Papes 7806. (2005). [3] McCarthy, B. Sound Systems Desing and Optimization. Focal Press. (2007). [4] Hernández, R., Fernández, C., & Baptista, P. Metodología de la Inventigación. (1998). [5] Devore J. L., Probabilidad y estadística para ingeniería y ciencias. Thomson. (2005).

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ALIMENTACIÓN ELÉCTRICA, ATERRIZAJE Y PUESTA A TIERRA EN SISTEMAS AUDIOVISUALES. M.A. Sáncheza a

Investigación y Desarrollo, Spevi Ltda ,Malaquías Concha 086, Santiago, Chile, msanchez@spevi.cl

RESUMEN: El presente artículo describe las técnicas de aterrizaje y puesta a tierra más utilizadas en sistemas audiovisuales. En una primera etapa se describe una instalación de alimentación eléctrica típica y su puesta a tierra, se definen los diferentes tipos de conexión, tierra simple, tierra múltiple y tierra mixta. Se describe la función del neutro en un alimentador eléctrico y su implicancia en los dispositivos de protección como son los interruptores automáticos. Se hace un análisis de las diferentes técnicas de puesta a tierra y la incidencia en los lazos cerrados que se producen en los sistemas que permiten la circulación de corrientes de ruido a través de los sistemas. En una segunda etapa se describe paso a paso una puesta a tierra utilizada ampliamente en sistemas audiovisuales, se presentan esquemas de conexión y las prácticas que utiliza la industria audiovisual para prevenir la inducción de ruido a través de la alimentación eléctrica. Se presenta una técnica de puesta a tierra para rack de equipos que permite reducir el riesgo de crear un lazo cerrado de tierra que permita el flujo de corrientes de tierra y proteja equipos y usuarios, puesta en la práctica con instalaciones realizadas con el equipo de SPEVI LTDA.

Palabras claves: Tierra eléctrica de seguridad, tierra de chasis, tierra simple, tierra múltiple. Lazo cerrado de tierra. Plano equipotencial de tierra para racks.

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1. ALIMENTACIÓN ELÉCTRICA, ATERRIZAJE Y PUESTA A TIERRA EN SISTEMAS AUDIOVISUALES. 1.1 INTRODUCCIÓN. Para la mayoría de los profesionales que se dedican al diseño e instalación de sistemas audiovisuales, el tema de la alimentación eléctrica y sobre todo la conexión a tierra de esta alimentación es sujeto de confusión e ignorancia a tal punto que se le da muy poca relevancia, si lo comparamos con otros tópicos técnicos relacionados con el sonido y la imagen, hasta que se encuentra un problema de inducción de ruido en los sistemas instalados, que la mayoría de las veces, según la experiencia adquirida en terreno, sus causas están relacionadas con la alimentación eléctrica y la calidad de la puesta a tierra que se ha implementado. Muchos profesionales que trabajan en este rubro se ven enfrentados a situaciones en que las redes eléctricas disponibles para los sistemas audiovisuales, alimentan simultáneamente otros sistemas como, iluminación con tubos fluorescentes, motores de velocidad variable, “dimmer”, etc., los cuales son fuentes de inducción de ruido en los sistemas audiovisuales. Para poder entender estos fenómenos y con el propósito de proporcionar herramientas conceptuales y prácticas habituales de la industria, se desarrolla esta investigación para que permita sobrellevar problemas de puesta a tierra en una instalación de sistemas audiovisuales libres de ruido.

2. SUMINISTRO ELÉCTRICO. 2.1 Requerimientos eléctricos para equipos de audio y video. Una de las tareas que se deben desarrollar en el diseño de un sistema audiovisual es establecer los requerimientos de consumo energético para el sistema diseñado. Esto implica estimar el consumo eléctrico de los aparatos que constituyen el sistema audiovisual. Pero en la práctica existen algunos aparatos cuyos consumos dependen de la dinámica de la señal de entrada, esto se aplica al caso de los amplificadores de potencia y al caso del video proyector por el nivel de luminosidad. En términos general podemos dividir los aparatos en dos tipos. Primero, aquellos de bajo consumo y de nivel constante, como son los procesadores de audio y video, pequeños amplificadores, mezcladores de audio de tamaño pequeño y señales de control. Sus características principales son un consumo bajo de corriente y esencialmente constante. Segundo, los equipos de consumo superior como, amplificadores de potencia y video proyectores tienen como principal característica que consumen grandes cantidades de corriente pero de una manera variable. Por ejemplo, en el caso del amplificador de audio dependen de la señal de entrada y la carga conectada en los bornes de salida. En el caso del video proyector, su consumo depende de la salida de luz que ellos emiten. Sí la eficiencia energética es un factor preponderante a tomar en cuenta, se recomienda simular las condiciones de uso del sistema y medir el consumo eléctrico para saber el consumo exacto de energía del sistema en condiciones normales de operación. Uno de los requerimientos más importantes en la parte eléctrica es pedir una alimentación exclusiva para el sistema audiovisual, es decir, en el alimentador designado al sistema no deben haber derivaciones para alimentar ningún otro sistema. Sobre todo no se deben alimentar motores eléctricos de potencia, iluminación a base de tubos fluorescentes, sistemas

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de control para iluminación variable y cualquier sistema de tipo ruidoso que pueda afectar el resultado del sistema audiovisual. 2.2 Arquitectura del sistema de alimentación eléctrica. En un sistema de distribución eléctrica, la fuente de potencia eléctrica toma el nombre de “Servicio” y el punto donde se conecta se llama “Entrada de servicio”. La compañía eléctrica utiliza la técnica, para transportar la energía, de subir el voltaje y disminuir la corriente para disminuir el efecto de pérdidas en el cable que transporta la energía eléctrica, luego se instalan transformadores para bajar el voltaje para uso residencial y comercial. Al mismo tiempo se baja la impedancia. La distribución de la energía eléctrica se puede hacer en fase simple o trifásica. El sistema de fase simple se hace con un transformador, como se muestra en la figura 2.1, que posee uno de sus conductores aterrizado en el secundario. El conductor aterrizado toma el nombre de neutro y es el conductor de retorno de la corriente eléctrica en un sistema de 220 voltios. En un sistema trifásico, como se muestra en la figura 2.2, el transformador posee tres devanados desfasados en 120° uno del otro, lo que implica que el voltaje entre cada rama y el neutro es de 220 V y entre fase y fase es de 380 V. LINEA

220 V Conductor Aterrizado

Figura 2.1. Sistema Monofásico. Después del transformador de entrada de servicio viene el tablero de distribución principal, el cual separa la línea principal en diferentes alimentadores, en este gabinete, también se instalan los dispositivos de protección como los interruptores automáticos. Cuando se da una condición de falla en un alimentador del sistema de distribución eléctrica, el exceso de corriente de falla que circula en el circuito fase-neutro, hace que el interruptor funcione abriendo el circuito y parando la circulación de corriente de falla.

FASE A

381V

FASE B

220V

381V

220V

220V

381V NEUTRO

220V

FASE C

Figura 2.2. Sistema trifásico.

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Figura 2.3 Circuito de toma eléctrica.

Figura 2.4 Circuito de toma eléctrica en falla. Como podemos apreciar en las figuras 2.3 y 2.4 el neutro se conecta a la tierra de servicio en la entrada de servicio. El circuito de baja impedancia en el neutro permite, que en caso de falla, se produzca una circulación de corriente alta, la cual ocasiona que el sistema de protección actué.

3. ATERRIZAJE. 3.1 Concepto. El principal objetivo del aterrizaje, es proveer un sistema de seguridad que proteja a usuarios e instalaciones, de descargas eléctricas que se produzcan en los sistemas eléctricos. El principal peligro al cual están expuestas las líneas de distribución eléctrica es la que se produce por descargas debido a rayos o relámpagos, fenómenos atmosféricos que producen grandes descargas por gradientes de temperatura. Otro peligro asociado son las descargas desde un conductor a otro producto de arcos voltaicos, fallas en los circuitos de distribución o fallas en equipos que pueden colocar voltajes en aparatos que se encuentran expuestos como tableros o rack de equipos metálicos, que al tocarlos pueden producir electrocución y también estas fallas pueden provocar que equipos y gabinetes se incendien. La mayoría de los transformadores de distribución tienen un conductor aterrizado con el objeto de alimentar el electrodo de tierra, generalmente se trata de una varilla de cobre enterrada en el suelo, pero también se pueden utilizar la estructura metálica de las edificaciones y otros dispositivos de baja impedancia, ojalá menor a 25 . La principal

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función del electrodo a tierra es la protección contra rayos o relámpagos. Esta conexión es llamada sistema de aterrizaje. Una ventaja de un sistema de tierra bien diseñado, es que puede proveer una correcta protección contra emisiones e interferencias electromagnéticas indeseadas, sin ningún costo adicional. La tierra puede dividirse en dos categorías, en primer lugar la tierra de seguridad, y en segundo lugar la tierra de señal. La tierra de seguridad es usualmente un potencial a tierra, mientras que la tierra de señal puede o no ser un potencial a tierra. 3.2 Tierra de seguridad. Debido a consideraciones de seguridad, se requiere que tanto el chasis de un equipo como los tableros utilizados en los sistemas de distribución eléctrica deben estar aterrizados. Podemos ver en la figura 3.1a, un equipo, con su correspondiente chasis, al que se le aplica una tensión V1 a través de la impedancia Z1 y cuyo chasis tiene un potencial a tierra Vch a través de la impedancia entre el chasis y la tierra Z2. El potencial del chasis está determinado por las impedancias Z1 y Z2 actuando como un divisor de voltaje, situación expresada en la ecuación 1.

Vch =

Z2 V1 Z1+ Z2 Ecuación 1.

Cuando el chasis se conecta a tierra este potencial se hace cero ya que Z2 es cero. En caso que este mismo chasis entre en contacto con la alimentación eléctrica, situación mostrada en la figura 3.1b, la carcasa se pondrá al mismo potencial de la alimentación y cualquiera que toque el chasis puede recibir una descarga eléctrica. Sí el chasis se encuentra aterrizado, la corriente crecerá y hará que el fusible de protección se abra, cortando el flujo de corriente de falla. CHASIS

CHASIS

V1

PERDIDA DE AISLACIÓN

Z1 220V

Z2

Figura 3.1a tierra de seguridad.

Figura 3.1b situación de falla.

3.3 Tierra de señal. Esta tierra por lo general está asociada al camino de retorno para la corriente necesaria en una fuente. Está definida como un punto o plano equipotencial que sirve como referencia a un circuito o sistema. Esta definición no corresponde a la realidad, ya que, estos sistemas de tierra no son equipotenciales y tampoco enfatiza la importancia de la ruta de retorno que utiliza la corriente de la fuente. Una definición más acorde sería, un camino de baja

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impedancia para que la corriente de la fuente retorne a ella. Este camino de retorno toma vital importancia cuando se define el acople magnético entre circuitos, el cual es proporcional al área total del camino cerrado que utiliza la corriente en un circuito para fluir. El sistema de tierra de señal apropiado está determinado por el tipo de circuito, la frecuencia de operación, el tamaño del sistema y otras consideraciones como la seguridad de usuarios y dispositivos. Como norma general se diseña en primer lugar el sistema de tierra y luego la potencia se distribuye de manera similar. 3.4 Tipos de circuitos de tierra. La tierra de señal, por lo general cae en una de las siguientes categorías: Tierra de punto simple, mostradas en los esquemas de la figura 3.2a y 3.2b, Tierra múltiple mostradas en la figura 3.3 y Tierra híbrida. Hay dos sub sistemas de tierra simple, aquellos con conexión serie y aquellos con conexión paralela (figura 3.2a y 3.2b respectivamente). La conexión serie es llamada también una tierra común o cadena Daisy y la conexión paralela es llamada tierra separada. 3.4.1 Tierra simple. 1

2

3

1

Figura 3.2a Tierra conexión serie.

2

3

Figura 3.2b Tierra conexión paralela.

La conexión serie es la menos aceptada desde el punto de vista del ruido, ya que, entre cada nudo de conexión de los dispositivos a tierra, existe una resistencia debido al cable y por lo tanto se produce una corriente entre cada sección que se acumula, dejando un potencial que es distinto de cero. Este tipo de conexión no se debe utilizar en equipos que operan a niveles muy distintos. El sistema de tierra separada es el más conveniente en sistemas de baja frecuencia, ya que, no hay un acople cruzado entre las corrientes con referencia a tierra desde los diferentes equipos. Estos sistemas son difíciles de implementar por el costo en cableado requerido. Sus limitaciones están en frecuencias altas donde la inductancia del conductor con respecto a tierra hace subir la impedancia aumentando la inducción de ruido. Otro problema es que en ciertas longitudes de cable, estos se convierten en antenas que captan ruidos. 3.4.2 Tierra multipunto. Su mayor aplicabilidad es en sistema de frecuencias altas y sistemas digitales. Como se muestra en el esquema de la figura 3.3, los circuitos son conectados al plano de tierra más cercano, usualmente el chasis del equipo. La conexión de cada circuito y el plano de tierra deben ser los más cortos posibles para minimizar la impedancia. Este tipo de conexión se debe evitar en frecuencias bajas, ya que las corrientes a tierra fluyen desde todos los circuitos a través de la impedancia a tierra de modo común del plano. Se utiliza este tipo de conexión

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para frecuencias sobre 10 MHz. La conexión tipo malla es una aplicación muy utilizada en sistemas computacionales.

1

2

3

R1

R2

R3

L1

L2

L3

Figura 3.3 Esquema para una conexión multipunto.

3.4.3 Tierras híbridas. Se trata de un sistema de conexión a tierra que se comporta de manera diferente según la frecuencia. 1

2

1

3

Figura 3.4a. conexión híbrida 1.

2

3

Figura 3.4b. conexión híbrida 2.

La primera conexión que se muestra en la figura 3.4a se comporta como una tierra simple a frecuencias bajas (frecuencias menores a 1 MHz) y como una conexión multipunto a frecuencias altas (frecuencias mayores a 10 MHz). La segunda conexión mostrada en la figura 3.4b actúa de manera contraria, como una tierra multipunto a frecuencias bajas y como una tierra simple a frecuencias altas.

4. Configuración de tierra recomendada para sistemas audiovisuales. 4.1 Conexión a tierra tipo estrella. Este tipo de conexión a tierra se ha vuelto una práctica habitual en instalaciones audiovisuales con buenos resultados. En la figura 4.1 se puede observar que la conexión de tierra técnica (tierra de señal) se da en cuatro lugares, comenzando en la entrada de servicio, siguiendo después en el tablero de distribución principal, luego en el tablero de distribución de área de servicio y finalmente en el equipamiento final por medio de su alimentador eléctrico. La distribución de la tierra de seguridad se muestra en la figura por medio de los ductos que se encuentran aterrizados. En algunas ocasiones esto se implementa por medio de un conductor a

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tierra adicional con el objetivo de reforzar la integridad de las conexiones del sistema de ductos. El sistema de tierra técnica se encuentra aislado de toda estructura metálica de construcción. Para este terminal todos los conductores a tierra son aislados (generalmente cable de color verde). También la barra de conexión a tierra es aislada de su gabinete metálico. La tierra técnica principal es el punto central de la estrella, es decir, donde el bus de tierra técnica principal reside. Todas las tierras técnicas están conectadas en este punto. La tierra técnica principal y los tableros de distribución de corriente alterna asociados son localizados usualmente en la sala de control maestra o sala eléctrica principal. El bus de conexión para la tierra técnica principal se instala típicamente en un gabinete ubicado en la parte inferior del tablero de distribución principal y se encuentra totalmente aislado de su gabinete. Los rack de equipos deben recibir su conexión a tierra solamente desde el conductor de tierra técnica aislada. Todos los racks deben montarse sobre una base aislada eléctricamente. En el caso de varios rack estos deben disponerse de tal manera que formen un plano equipotencial. Para mantener una impedancia baja en las terminaciones del cable de conexión del sistema, esta se debe hacer con precaución. Por lo general, se debe utilizar borne a presión con un alto torque para ejecutar las conexiones entre cable y bus, evitar junturas con soladura para que no se produzca sulfatación. No se debe utilizar materiales distintos con el mismo propósito de evitar sulfataciones. La barra de bus debe ser de dimensiones grandes. Todas las terminaciones deben hacerse en cobre así como también el cableado utilizado en el sistema. En locaciones con mucha humedad se les debe aplicar algún tipo de protección anti hongos. Para elegir el calibre adecuado para los conductores, estos deben cumplir con la normativa fijada a este propósito en la norma Chilena eléctrica la cual relaciona el grosor de estos a la capacidad de conducción de la corriente. TG

CABLEADO DE TIERRA TÉCNICA AISLADA

C

CABLEADO DE TIERRA DE SEGURIDAD

PANEL DE DISTRIBUCIÓN DE POTENCIA ELÉCTRICA DE SERVICIO

TOMAS ELÉCTRICAS DE PARED TOMAS ELÉCTRICAS PARA MEZCLADOR

ENTRADA DE SERVICIO SUB PANEL DE DISTRIBUCIÓN DE POTENCIA ELÉCTRICA ELECTRICO N L

PANEL DE TIERRA PARA ÁREA TÉCNICA

C

TG

TOMAS ELÉCTRICAS EQUIPOS INDIVIDUALES

C

TOMAS ELÉCTRICAS EQUIPOS MULTIPLES

PANEL DE TIERRA TÉCNICA PRINCIPAL

PRINCIPAL CONEXIÓN A TIERRA

PANEL DE TIERRA PARA ÁREA TÉCNICA

PANEL DE DISTRIBUCIÓN DE POTENCIA ELÉCTRICA DE SERVICIO

Figura 4.1 Esquema conexión de Tierra estrella. 4.2 Correcta e incorrecta conexión de rack a tierra.

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En la figura 4.2 se muestra dos rack con equipamiento electrónico instalados en su estructura. El rack número 1 muestra un aterrizaje ejecutado de manera correcta, el panel representa al chasis del equipo electrónico que se encuentra adosado a la estructura del rack, el rack es aterrizado directamente a la tierra de la fuente de poder, mientras que la tierra de señal del equipamiento se conecta al sistema de tierra sin pasar por la estructura del rack para evitar juntar los dos sistemas de tierra en un lazo cerrado. Cuando se levanta la tierra del chasis de los equipos que dan esta posibilidad se corta este lazo cerrado. La conexión del rack número 1 posibilita que la corriente de ruido en el rack no pueda volver al equipo a través de la tierra de señal del equipamiento electrónico. A frecuencias altas (mayores a 10 MHz) algo de corriente de ruido puede volver al equipo debido al acople capacitivo entre rack y panel. El rack número 2 está conectado a tierra de manera incorrecta, ya que permite que las corrientes de ruido en el rack se acoplen directamente en la tierra de los equipos, debido a que se produce un lazo cerrado de tierra entre los puntos 1, 2, 3, 4 y 1. RACK 1

RACK 2

PANEL

PANEL

ATERRIZAJE

4 V 2

3

CONEXIÓN DE TIERRA ERRONEA

ATERRIZAJE

ATERRIZAJE

1 CONEXIÓN DE TIERRA FUENTE DE PODER PRINCIPAL

Figura 4.2 ejemplo de conexión a tierra de rack óptima y deficiente.

CONCLUSIONES En la práctica, las instalaciones eléctricas en un edificio son implementadas por el especialista eléctrico. Cuando se trata de proyectos que se deben construir, es importante que el diseñador audiovisual conozca algunos elementos técnicos de las instalaciones eléctricas para poder relacionarse de buena manera con el especialista, tanto en los requerimientos solicitados para su proyecto, como también en el reconocimiento de los sistemas instalados por el especialista eléctrico. Uno de los requerimientos más importante es que el alimentador eléctrico utilizado para el sistema audiovisual sea totalmente independiente de cualquier otro sistema y que provenga directamente del tablero de distribución principal. En el caso de instalaciones que se deben ejecutar en edificios en funcionamiento que no cuentan con una alimentación adecuada, se pude usar transformadores aisladores que poseen una malla de Faraday entre sus devanados. Dos tópicos importantes están asociados al sistema de tierra, uno es la seguridad de usuarios y equipos y otra es la inducción de ruido que se puede dar a través de la alimentación eléctrica y su conexión a tierra. El sistema de tierra dependerá de la aplicación específica que tendrán los equipos y estos se definen por el rango de frecuencia en que trabajan estos equipos.

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La configuración estrella aislada, es una de las implementaciones más recomendadas en sistemas de audio y video, sobre todo en instalaciones dedicadas específicamente a esta función como lo son, estudios de grabación, estudios de TV, radiodifusión y auditorios.

REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS [1] Nuncy, N.A. 1994. Noise susceptibility in analogue + digital signal processing systems. 97 Convention AES. [2] Macatee, SR. 1994. Considerations in grounding and shielding audio devices. 97° Convention AES. [3] Morrison, R. & Lewis, W. 1990. Grounding in facilities, Wiley interscience. [4] Burdick, A. A. 1986. A clean audio installation guide. North Syracuse. N. Y. Benchmark Media Systems, Inc. [5] Atkinson, CH. Giddings, PH. Grounding Systems and their implementation. 97° Convention AES. [6] Whitlock, B. 2005. Understanding, finding and elimination ground loops in audio and video systems. Jensen Inc. [7] Hoffart, H. Single point grounding and multiple reference grounding. IEEE symposium on electromagnetic compatibility. [8] Brown, H. don’t leave systems grounding to chance. EDN IEEE. 15 de Enero 1972. [9] Kitcher, C. Practical guide to inspection, testing and certification of electrical installations. Elsevier 2008. [10] NCH Elec. 4/2003. [11] National Electric Code. 2005.

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Audiojuego entrenador, inalámbrico e interactivo para usuarios ciegos y con visión normal: Búho L.G. Gilbertoa, S.P. Ferreyraa, F.R. Bermejoab, C. Ariasab & G.A. Craveroa a Centro de Investigación y Transferencia en Acústica (CINTRA), Universidad Tecnológica Nacional, Facultad Regional Córdoba - Unidad Asociada de CONICET, Maestro M. López esq. Cruz Roja Argentina, Ciudad Universitaria, CP:5016 Córdoba Capital, Argentina lguillermo.gilberto@gmail.com b Facultad de Psicología, Universidad Nacional de Córdoba, Enrique Barros esquina Enfermera Gordillo Gómez, Ciudad Universitaria, CP:5016 Córdoba Capital, Argentina

RESUMEN: En el marco de las nuevas tecnologías de la información y la comunicación (TICs), la electrónica se configura como un instrumento privilegiado para proporcionar una mayor igualdad de oportunidades a quienes poseen discapacidad sensorial y/o física. En este contexto y encuadrado entre las investigaciones interdisciplinarias que se llevan adelante en la línea de investigación “Ecolocación humana y otros fenómenos de percepción-acción sin claves visuales” del Centro de Investigación y Transferencia en Acústica (CINTRA), se diseñó y construyó un sistema de juegos electrónicos sin claves visuales (audiojuego), con sonido espacializado y controles inalámbricos. La plataforma desarrollada se denominó "Búho" y consta de un sistema de sonido de 4.1 canales que genera un espacio acústico virtual donde el usuario interactúa en base a sonidos y vibraciones percibidas. A su vez, se diseñó y programó un audiojuego de inmersión con un modelo de interfaces que se apoya en las concepciones promulgadas por las denominadas Interfaces Enactivas, considerando que gran parte de la información que el jugador debe procesar es una forma de conocimiento generada a partir de sus movimientos. Esta herramienta, principalmente dirigida a personas ciegas y con baja visión, tiene como fin entrenar habilidades cognitivas y psicomotrices y presenta un especial atractivo en su capacidad de entretenimiento. Asimismo el desarrollo apunta a promover la interacción e inclusión de personas con discapacidad visual en entornos de juegos electrónicos tanto como se ofrece a las personas con visión normal una opción alternativa a los juegos electrónicos existentes.

KEYWORDS: Audiojuego, interfaces enactivas, sonido multicanal, TICs, tecnologías inclusivas.

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1. INTRODUCCIÓN La línea de investigación “Ecolocación humana y otros fenómenos de percepción-acción sin claves visuales (EH)” del Centro de Investigación y Transferencia en Acústica (CINTRA, UTN-FRC, UA CONICET) apunta a promover el desarrollo de habilidades perceptuales inexploradas. Está integrada por profesionales y estudiantes de variadas disciplinas (psicología, electrónica, informática, filosofía, música, etc.). Su objeto estudio está referido a fenómenos de percepción-acción sin claves visuales en personas ciegas y con visión normal. Especialmente ha profundizado el conocimiento de uno de tales fenómenos, i.e., la ecolocación humana. Esta habilidad, que resulta crucial para el logro de la movilidad eficiente de la persona ciega, implica la utilización de sonidos autoproducidos para detectar, localizar y reconocer objetos que no pueden verse. En la actualidad, los avances en la investigación han situado la actividad de la línea de lleno en el marco de las ciencias cognitivas corporizadas, que sostienen que no es posible la percepción sin acción. A la luz de tales enfoques teóricos, el propósito de la línea es realizar aportes experimentales a través del estudio de la ecolocación humana y de otros fenómenos de (audio) percepción-acción sin claves visuales, entendiendo a la percepción como un fenómeno orientado a la acción en un medio ecológico y dinámico. Por su parte, en el marco de las nuevas tecnologías de la información y la comunicación (TICs), la electrónica se configura como un instrumento privilegiado para proporcionar una mayor igualdad de oportunidades a quienes tienen dificultades de aprendizaje o poseen discapacidad física y/o sensorial. El diseño de recursos tecnológicos que puedan adaptarse a las necesidades de cada persona tiene un gran valor en el reconocimiento de la diversidad. Además, estos diseños, contribuyen al desarrollo de competencias metodológicas, participativas y personales, puesto que su utilización permite al usuario establecer una colaboración comunicativa y constructiva con otras personas poniendo en juego sus valores y actitudes, y desarrollando su autonomía y responsabilidad de acuerdo con sus posibilidades [1]. Bajo estas consideraciones y, enmarcado tanto en el proyecto macro de la línea de investigación mencionada, como en la cátedra de Proyecto Final de la carrera de Ingeniería Electrónica de la Universidad Técnológica Nacional - Facultad Regional Córdoba (UTNFRC), surge el presente proyecto, que plantea el diseño y construcción de un sistema de juegos electrónicos sin claves visuales (audiojuego). El desarrollo de una herramienta de este tipo, dirigida principalmente a personas ciegas y con baja visión, tiene como fin entrenar habilidades cognitivas y psicomotrices y presenta un especial atractivo en su capacidad de entretenimiento, ya que se realiza en el formato de un juego. Asimismo el desarrollo apunta a promover la interacción e inclusión de personas con discapacidad visual en entornos de juegos electrónicos tanto como se ofrece a las personas con visión normal una opción alternativa a los juegos electrónicos existentes. Técnicamente, el desarrollo consta de un sistema de sonido multicanal con 4 altavoces independientes y un altavoz de sub-graves, una interfaz manual inalámbrica con acción vibratoria y una unidad central que se conecta a una PC. A su vez, se diseñó y programó un audiojuego de inmersión con un modelo de interfaces que se apoya en las concepciones promulgadas por las denominadas Interfaces Enactivas (IE), considerando que gran parte de la información que el jugador debe procesar es una forma de conocimiento generada a partir de sus movimientos. En este audiojuego, la emisión sonora crea un entorno virtual en el que usuario se siente inmerso para resolver diversas situaciones lúdicas planteadas realizando tareas audio-háptica-motoras.

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Actualmente el proyecto dirige su evolución en línea con las más recientes conceptualizaciones y desarrollos realizados en interfaces Hombre-Máquina (IHM), sobre todo avanzando sobre el Enfoque Enactivo aplicado a su diseño. En este plan de tareas se busca un primer acercamiento a las IE como concepción líder en el mejoramiento de la plataforma (Búho-e).

2. BÚHO: DISEÑO E IMPLEMENTACIÓN El punto de partida para el diseño e implementación del sistema fue delimitar objetivos y alcances particulares (sección 2.1). Como se explicó anteriormente el proyecto, tuvo una doble vinculación; además de estar enmarcado en las investigaciones de la línea EH del CINTRA, debía cumplir los requisitos de un trabajo final de grado de la carrera de Ingeniería en Electrónica. Esta circunstancia enriqueció significativamente el proyecto, ya que el equipo de trabajo debió ser integrado no sólo por el estudiante de ingeniería, sino por diferentes especialistas en realidad acústica virtual y pscioacústica. Las labores de investigación, diseño, construcción y pruebas se ejecutaron en el laboratorio de ensayos y calibraciones del CINTRA y en el laboratorio principal del Departamento de Ingeniería Electrónica de la UTNFRC. 2.1 Objetivo general, impactos y condiciones de diseño El objetivo general del proyecto fue diseño y construcción de un sistema de audiojuegos electrónicos, sin claves visuales, con el fin de fomentar el desarrollo y entrenamiento de habilidades psicomotrices y cognitivas en un entorno de entretenimiento, para usuarios con y sin discapacidad visual fomentando la interacción entre ellos. Algunos de los impactos del proyecto contemplan: crear una esfera contexto de esparcimiento y entretenimiento; favorecer el entrenamiento de habilidades psicomotrices involucradas en la audición espacial y fomentar la inclusión de personas con discapacidad visual en entornos de juegos electrónicos y ofertar a las personas con visión normal una opción alternativa a los juegos electrónicos existentes. Además se consideraron las siguientes condiciones para el diseño: • Confortable para el usuario mediante la utilización de comunicación inalámbrica entre dispositivos, eliminando así prolongaciones de cables que puedan dificultar la libre movilidad. • De adecuadas características acústicas para lograr una verdadera virtualización de la espacialidad de los sonidos. • Fácil de usar, con juegos de dificultad y características variables. • Desarrollo tecnológico optimizado para ser funcional a los objetivos planteados con bajos costos, facilidades de instalación y tamaño reducido. 2.2 Diseño del sistema en general En base al estudio del caso y a los objetivos y alcances establecidos, se procedió al diseño e implementación del hardware y software necesario. El diseño se propuso de manera modular, subdividiendo el proyecto en varias etapas, a saber: Sistema de Sonido, Sensores Infarrojos (IR), Puntero Inalámbrico, Unidad Central, y diferentes componentes de software programados específicamente para este proyecto, en los que se incluye un audiojuego llamado “Volviendo a casa”. En la figura 1 se muestra un diagrama general del sistema completo. A

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continuación se explicará el diseño, construcción y funcionalidad de cada uno de los dispositivos.

Figura 1: Esquema del diseño general de la plataforma 2.3 Diseño del Sistema de Sonido La etapa de audio se planteó desde un principio de tipo cuadrafónica, con cuatro altavoces satelitales que se denominaron y diseñaron para las pocisiones: Frontal, Derecho, Trasero e Izquierdo. Este sistema se distribuye convenientemente en el espacio para generar un sonido envolvente y establecer diferentes zonas de donde proviendrán los estímulos sonoros que recibirá el jugador. Se consideró clave tener un sistema de sonido que pueda reproducir el mayor ancho de banda audible posible (20-20000 Hz.). Atendiendo este punto sobrevino un problema que contrapone dos condiciones de diseño planteadas. Una caja acústica de rango completo es generalmente de gran tamaño y peso, ya que integra y asocia altavoces que trabajan en diferentes zonas del espectro, para que combinados entreguen una respuesta de rango completo. Los altavoces encargados de reproducir las bajas frecuencias son los de mayor tamaño y peso en este tipo de cajas. Para conservar el tamaño reducido del equipo y que no traiga mayores problemas al momento de montarlo y desmontarlo, se construyeron cajas acústicas de tamaño pequeño, cuya respuesta en media frecuencia se extienda hasta los 125 Hz. El rango inferior del espectro se cubrió con una única caja acústica extra que concentra las bajas frecuencias de las otras cuatro cajas, conformando así un sistema de 4.1 canales. La ubicación de esta caja adicional dentro la sala donde se esté jugando no es crucial,

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ya que, debido al fenómeno de difracción que sufren estas frecuencias , no serán entregadas claves sonoras significativas respecto a su localización, entorpeciendo el sonido cuadrafónico [2]. El diseño final de la etapa de audio se muestra en la figura 2. Allí se observa como se toman cuatro señales de una PC e ingresan en un divisor de frecuencias en configuración Linkwitz-Riley [3]. De esta manera se conforman los cinco canales correspondientes al sonido 4.1. Las señales que tienen como destino los altavoces satelitales atraviesan un circuito de control de tonalidad y ganancia [4]. Finalmente todas las señales llegan a un amplificador de audio clase D de 5 canales [5] para luego ser enviadas a los altavoces. Las cajas acústicas satelitales se diseñaron exclusivamente para este proyecto, midiendo los parámetros de Thiele-Small de los altavoces [6] y procesándolos con un software computacional. Las cajas se construyeron de forma de tetraedro regular, con maderas de fibra de densidad media (MDF) de 15 mm de espesor. Esta forma se eligió proyectando un uso eficiente en la localización de los sensores infrarrojos implicados; más adelante en este documento se explicará en detalle esta elección. Se diseñó una pequeña hoja de cálculo para determinar las características de la caja en función de la arista del tetraedro y se determinó utilizar una arista de 0,30 m. Esta arista permite un tamaño relativamente pequeño de caja y una frecuencia de corte de 123,9 Hz. Se decidió además utilizar material absorbente dentro de las cajas para aumentar el volumen aparente dentro de la caja y hacer que la frecuencia de corte descienda un poco más, al igual que el parámetro Qtc (factor de mérito total).

Figura 2: Diagrama de bloques: etapa de audio 2.3 Sensores Infrarrojos Una de las vías de interacción que propone el sistema al usuario es la utilización de una emisión de luz IR direccional para indicar desde donde provienen ciertos estímulos sonoros. Esta acción se realiza mediante el Puntero Inalámbrico señalando hacia alguno de los altavoces y presionando un pulsador. Para captar esta acción cada una de las cajas acústicas del sistema cuadrafónico incorpora 4 sensores IR distribuidos: un sensor central, alineado con el eje del diafragma del altavoz , y tres sensores, uno en cada vértice de la cara frontal de la caja. Agrupando la información individual de cada sensor en esta distribución se puede, entre otras cosas, identificar 3 áreas de cercanía del impacto en relación al eje central del altavoz (figura 3). En esta etapa se utilizaron sensores IR de la serie TSOP48XX, específicamente la versión TSOP4838. Estos dispositivos son receptores miniatura diseñados para sistemas de control remoto. Un diodo PIN y un preamplificador están ensamblados en la pastilla, mientras que el encapsulado de epoxy actúa como un filtro IR. Este sensor entrega la señal demodulada

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y puede ser decodificada directamente por un microprocesador. La serie de estos dispositivos identifica la frecuencia de portadora con los últimos dos dígitos del nombre; el TSOP4838, por ej., tiene una portadora de 38 kHz. Además, este receptor está diseñado para eliminar pulsos espúreos a la salida debidos a perturbaciones en la entrada. Los datos y las perturbaciones pueden ser distinguidas por el dispositivo de acuerdo a su frecuencia de portadora, largo de ráfaga y ciclo de trabajo envolvente. Para esto la señal deseada debe encontrarse lo más cercana posible a la frecuencia central del filtro pasa-banda (38 kHz) y cumplimentar los requisitos de una tabla entregada por el fabricante del sensor [7].

Figura 3: Asociación de lóbulos de recepción de los sensores IR: impacto lejano (amarillo), medio (verde oscuro), certero (verde claro). 2.4 Puntero Inalámbrico El sistema de audiojuegos implementado ofrece al jugador un mando que se empuña por su mango y tiene varias funcionalidades asociadas. La principal de ellas es emitir un haz de luz IR con una determinada directividad para señalar en el espacio. Para ello el jugador acciona el botón principal del Puntero y éste emite una ráfaga de pulsos IR desde su extremo frontal, que pueden o no alcanzar un sensor de algún altavoz. En cualquiera de los casos, se produce una comunicación inalámbrica hacia la central indicando que se ha realizado un disparo, sea este un impacto o un señalamiento fallido. Otra de las funcionalidades es la acción vibratoria: posee dos micro-motores con diferentes cargas excéntricas colocados dentro del mango. Esta vibración tiene como finalidad, por supuesto, la estimulación háptica del usuario; tanto como para realimentar las acciones del juego (ej. vibra cuando hay un disparo incorrecto), aumentar las sensaciones percibidas en determinadas instancias de juego (ej. vibra cuando hay un trueno), o, directamente, como una clave de juego para percibir, reconocer y actuar en consecuencia (ej. percibir la cantidad de vibraciones para elegir un camino). La acción de vibrar puede ser indicada por el audiojuego en curso, enviándole al Puntero de forma inalámbrica la información necesaria para realizar la vibración deseada, pudiendo elegir el o los vibradores accionados, el tiempo e intensidad de la vibración, y la cantidad de repeticiones del estímulo. El Puntero posee además dos botones extras que pueden ayudar a realizar acciones que no tengan que ver específicamente con realizar un señalamiento (ej. seguir caminando); estos datos son también enviados de forma inalámbrica. El Puntero se alimenta con una batería de 9 V e incorpora un microcontrolador (uC) de 8 bits ATmega168 articulado en una placa Arduino Pro Mini para la gestión local y procesamiento de datos [8]. 2.5 Adquisición de sensores IR y Unidad Central La unidad central concentra varias etapas trabajando a la vez: el acondicionamiento y amplificación de audio, la fuente de alimentación del sistema y tambień un uC con la

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electrónica necesaria asociada para realizar las comunicaciones entre los diferentes dispositivos que componen el sistema. Los 16 sensores IR instalados (4 sensores en cada uno de los 4 altavoces satelitales) llegan a la Unidad Central para ser leídos por el uC central. Se diseñó e implementó una placa que recibe todos los sensores aplicándole un filtrado para eliminar posibles ruidos y luego una codificación para reducir los canales de entrada. Esta placa se conecta un microcontrolador de 8 bits ATmega328, articulado en una placa Arduino UNO [9]. Se implementó también una placa que integra un módulo de transmisión y otro de recepción inalámbrica por radio frecuencias, idénticos a los instalados en el Puntero. Esta útlima se monta sobre la placa Arduino para que éste gestione la comunicación con el Puntero. Tanto la información de los sensores IR, como la proveniente desde el Puntero, son enviadas a la PC mediante la conexión USB. El audiojuego también puede enviar datos a la Unidad Central, por ej. una orden de vibración. Esta orden es leída por el uC y enviada por el módulo correspondiente al Puntero. 2.6 Audiojuego “Volviendo a casa” En esta sección se describirá uno de los componentes de software creados para poner en marcha el hardware implementado. Si bien este proyecto contempla la intervención de diseñadores y programadores de juegos experimentados en el futuro, para mostrar el potencial del sistema se crearon 3 aplicaciones. Dos de ellas están orientadas como banco de pruebas, para facilitar la demostración y verificación del funcionamiento del sistema. La primera muestra el funcionamiento del sistema de sonido 4.1 y la segunda, cómo es la comunicación entre los distintos dispositivos implementados. La tercera aplicación creada es un audiojuego breve denominado “Volviendo a Casa”. Este último fue diseñado y programado íntegramente para ser corrido en Búho, y utiliza casi todas las posibilidades disponibles por el sistema para establecer la interacción con el jugador. Todas las aplicaciones generadas se diseñaron para los sistemas operativos Windows y Linux, probadas funcionando correctamente para las versiones Windows “XP” y “7”, y Ubuntu “12.4”. Se investigó cual herramienta de desarrollo de software se adaptaba más a los objetivos planteados, finalmente se utilizó “Processing”. Este software permite crear programas versátiles, utilizando una codificación muy parecida al lenguaje C puro. Introduce funciones que facilitan la comunicación de datos con la placa Arduino; además, es gratuito y de código abierto. Para el correcto funcionamiento de las aplicaciones sólo es necesario tener instalados en la PC el controlador correspondiente a la placa Arduino UNO, descargable gratuitamente desde internet. A continuación se explicará el audiojuego generado. Descripción del juego: En este audiojuego se sumerge al usuario en el entorno acústico de una selva y una voz le indica que está perdido y debe volver a su casa. Para ello debe realizar diferentes tareas que se le van anunciando a medida que avanza. En el comienzo, la “voz guía” indica que deberá caminar hacia su casa por el camino que le sugieren unos búhos que encuentra a su paso. El jugador debe presionar uno de los botones accesorios para arrancar su camino. Luego de presionado este botón el sistema reproduce un sonido de pasos de hombre. Algunos segundos después los pasos se detienen y se reproduce el ulular de un búho por uno de los cuatro altavoces. El jugador debe señalar con el Puntero hacia donde escuchó el búho y presionar el botón principal para realizar la emisión IR. Si el jugador acierta el lugar sigue adelante y se reproducen nuevos pasos; sino, la voz del sistema le indica que se encuentra perdido por no haber seguido a los búhos y que ha perdido el juego. Si el jugador no responde, se quedará detenido allí hasta responder. La voz lo incitará a realizar un disparo cada cierto tiempo de demora.

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La situación de caminar y elegir el camino escuchando al búho se repite algunas veces hasta que, unas estaciones más adelante, el búho sigue ululando, pero esta vez aparece también el sonido de unos cuervos, que gritan al mismo tiempo que el búho en distintos altavoces, intentando enmascarar el sonido del búho. Los cuervos se presentan aleatoriamente en cualquier altavoz, menos, en el que suena el búho. Esta situación se repite algunas veces más y si se resuelve correctamente se llega a una zona donde se encuentra una manada de monos. Allí se escucha como los monos rodean al jugador, luego uno se acerca gritando, produce un golpe, el Puntero vibra con intensidad, y se aleja. La voz anuncia que ese mono le ha robado la comida al jugador y que deberá recuperarla. Para ello deberá encontrar al mono que salta rápida y aleatoriamente de parlante a parlante aullando. La acción del jugador es señalar el altavoz justo cuando el mono cruza por ahí. Cuando el mono es localizado la voz del sistema indica que ha recuperado la comida, pero que no le han dejado suficiente para todo el camino. El jugador deberá encontrar más comida si quiere sobrevivir en la selva y llegar a su casa. Para ello sigue adelante caminando, siguiendo los búhos y molestado por los cuervos. En determinado momento la voz del sistema le indica que ha llegado a una zona de árboles frutales, y que allí podrá recuperar provisiones. La voz le indica que hay muchos árboles envenenados, que deberá estar atento y elegir bien. Los árboles poseen un número tallado en su tronco para poder distinguirlos. En esta situación el jugador debe elegir basándose en su percepción háptica, sabiendo que de cuatro árboles sólo uno es comestible. Por ej.: el sistema reproduce por el altavoz frontal la voz de “árbol uno”, seguido del altavoz trasero que dice “árbol tres”, a continuación se escucha el altavoz izquierdo que dice “árbol 5” y finalmente el altavoz derecho pronuncia “árbol 7”. Seguidamente el puntero vibra 5 veces, indicando que el árbol comestible es el de la izquierda. El jugador debe reconocer esta situación y señalar el altavoz izquierdo para recolectar sus frutas. Si elige un árbol equivocado pierde el juego, ya que se ha envenenado. En esta estación el jugador puede esperar y no responder, o presionar uno de los botones laterales; en cualquiera de los dos casos el jugador avanzará sin recolectar frutas. La situación de los árboles frutales se replica algunas veces con dificultad creciente en cada una. Al principio la numeración de los árboles es ascendente con incrementos de a uno (3, 4, 5 y 6) y la reproducción en los altavoces es circular (frontal, derecho, trasero e izquierdo). En la segunda instancia, los números son ascendentes pero la reproducción es en forma de cruz (frontal, trasero, derecho e izquierdo). En la tercera instancia la reproducción es circular pero los números son aleatorios y en la cuarta instancia la reproducción es aleatoria y los números también. También la intensidad y velocidad con que se reproducen los números varía en cada estación. Al final de las etapas con árboles el jugador debe haber juntado por lo menos 5 frutas para seguir adelante, de lo contrario ha perdido por falta de comestibles. Superada esta etapa el jugador debe seguir caminando, siguiendo siempre el camino indicado por los búhos. Unos pasos más adelante se escucha un fuerte rugido de león, amenazante. La voz indica que el Puntero es ahora una pistola cargada con 20 balas, que debe eliminar al león o él lo comerá. Así el sistema reproduce el león moviéndose rápidamente y acechando al jugador. Se mueve en todos sus alrededores, y el jugador debe impactar 7 veces al león para eliminarlo dentro de 45 segundos. Si esto no sucede el jugador pierde el juego, y debe comenzar de nuevo. Si lo elimina, el jugador camina unos pasos más y llega sano y salvo a su casa, ganando el juego. 2.7 Montaje final En la figura 4 se observa el sistema final implementado. Se realizaron pruebas con la plataforma y el audiojuego implementado en personas con visión normal y con visión ocluída.

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Los resultados fueron satisfactorios, los participantes manifestaron que el audiojuego resultó claro, entretenido, divertido, y con un nivel de desafío atractivo. Las pruebas con personas ciegas y baja visión están pendientes de realización al momento.

Figura 4: Montaje final del sistema.

3. BUHO-E: HACIA LAS INTERFACES ENACTIVAS Este proyecto propone importantes avances en el diseño electrónico orientado a personas ciegas o con visión disminuida. El sistema de audiojuegos busca avanzar sobre las limitaciones que se presentan en las tecnologías accesibles actuales, ya que se espera realizar juegos con una fuerte capacidad inmersiva e interactiva, donde la naturaleza del sistema tenga más complejidad que la de los juegos existentes, redundando en una participación inherentemente más activa por parte del usuario (con o sin discapacidad visual). En relación a esto último, el diseño realizado presenta una gran innovación al involucrar la libre movilidad del jugador en el marco del juego. Esto supone una correspondencia más cercana entre el espacio virtual y el espacio real de la vida diaria, lo que potenciaría la transferencia del entrenamiento de habilidades motoras y de audición espacial en el usuario. Por otro lado, este proyecto se apoya en las concepciones que sustentan recientes desarrollos de Interfaces Enactivas (se usan las manos para aprender a través de la acción) que suponen una concepción revolucionaria de la interactividad hombre-máquina. Las interfaces enactivas se relacionan con un concepto de “interacción” fundamental que no es explotado por la mayoría de las tecnologías existentes de interface hombre-máquina. Jerome Bruner, famoso psicólogo cognitivista, afirma que la interacción tradicional con la información mediada por una computadora se basa mayormente en conocimiento simbólico o icónico, y no en un conocimiento enactivo. Mientras que en la manera simbólica de aprender, el conocimiento se almacena como palabras, símbolos matemáticos u otros sistemas de simbolización; en un escenario icónico, el conocimiento se guarda en forma de imágenes visuales, tales como diagramas e ilustraciones que pueden acompañar información verbal. Por otro lado, el conocimiento enactivo es una forma de conocimiento basada en la utilización activa de las manos para realizar tareas que involucren la comprensión. El conocimiento enactivo no es simplemente un conocimiento adquirido multisensorialmente, sino que es un conocimiento almacenado en la forma de respuestas motoras y que se adquieren por el acto de “hacer”. Un ejemplo típico del conocimiento enactivo está constituido por la competencia necesaria para realizar tareas como la de teclear (mecanografiar), conducir un automóvil, bailar, tocar un instrumento musical, modelar objetos con arcilla. Difícilmente se podría

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describir este tipo de conocimiento de manera icónica o simbólica. Este tipo de transmisión del conocimiento puede ser considerada como más directa, considerando su carácter natural e intuitivo, porque está basada en la experiencia y en las respuestas perceptuales ante movimientos motores [10]. Actualmente el proyecto continúa su curso en línea con las teorías mencionadas, en busca de un primer acercamiento a las IE como concepción líder en el mejoramiento de la plataforma Búho. Se intenta lograr una versión evolucionada, denominada Búho-e, donde se logre plasmar los conceptos explicados, y así alcanzar una mayor comprensión de las implicancias y resultados de este tipo interacción, y su correlación con los fenómenos de percepción-acción y acoplamiento sensorio-motor estudiados en la línea. Además, se espera allanar el camino con vistas a un rediseño general de la plataforma como actividad principal en una futura formación de posgrado en ciencias de la ingeniería.

4. CONCLUSIONES Finalizado el desarrollo se concluye que el equipo terminado tiene muy buenas aptitudes en vistas de cumplir los objetivos planteados. Se ha logrado un sistema en el que todos los dispositivos implementados interactúan equilibradamente. La calidad acústica del sistema sonoro es buena, al igual que el funcionamiento del señalamiento infrarrojo. La comunicación inalámbrica implementada tiene un correcto desempeño, aunque podría mejorarse con dispositivos de mayor alcance y seguridad en el transporte de datos. La comunicación con la PC es satisfactoria, se lograron tiempos de procesamiento breves, permitiendo el desarrollo normal de un audiojuego de prueba. La estimulación háptica implementada es adecuada y versátil, aumentando así las posibilidades de juego con el usuario. Finalmente, la aplicación “Volviendo a casa” recibió muy buenas opiniones en las pruebas pilotos con personas con visión normal. Se concluye además que el trabajo a realizar para lograr un equipo totalmente eficaz depende de una labor colectiva, en un equipo interdisciplinario, en el que intervengan diseñadores y programadores de juegos, técnicos e ingenieros de sonido, además de ingenieros electrónicos y profesionales de la psicología (como fue en este caso). El proyecto sigue adelante en su evolución dentro de la línea de EH del CINTRA, intentado llevar el prototipo logrado a un dispositivo con mejores y nuevas características.

REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS [1] Las tecnologías en la Escuela Inclusiva: nuevos escenarios, nuevas oportunidades. Conclusiones Congreso TECNONEET-CIIEE 2006, 2006. [2] Alonso F., Fuertes J., Martínez L. & Szabo D. Análisis de percepción en entornos acústicos envolventes con asistencia háptica para ciegos. VI Simposio argentino de tecnologia en computacion: es-ast-mhci001 [3] Linkwitz-Riley Crossovers: A Primer. Dennis Bohn, Rane Corporation. RaneNote 160, 2005. [4] LM1036 Dual DC Operated Tone/Volume/Balance Circuit, Texas Instruments, 2008. [5] AN-1071. Jun Honda & Jonathan Adams. International Rectifier, 2005. [6] Parámetros de Thiele-Small, Federico Miyara. Fundamentos de Audio – Biblioteca Virtual, http://www.fceia.unr.edu.ar/acustica/audio/biblio-fa.htm. [7] New TSOP48.. Vishay Semiconductors, 2008. [8]Arduino Pro Mini, http://arduino.cc/en/Main/ArduinoBoardProMini. [9] Arduino UNO, http://arduino.cc/en/Main/ArduinoBoardUno. [10] Enactive Interfaces, http://www.enactivenetwork.org/index.php?8/objectives.

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Sonido Directo para Publicidad, Documentales y Programas de Televisión. Equipamiento Técnico y Experiencia. F.R. Reyesa a

Impacto Acústico, Maira N°13.920, Of. 113B, Lo Barnechea, Santiago, Chile, impactoacustico@gmail.com

RESUMEN Este documento describe la experiencia en terreno en la captación de sonido directo para cine publicitario y televisión de proyectos audiovisuales nacionales y extranjeros destacados por su complejidad técnica, ubicación geográfica y costo monetario. Abordando, desde el guión y presupuesto disponible hasta las etapas de producción de sonido y la entrega final de los archivos grabados para ser entregado al departamento de post – producción. El objetivo es presentar la forma de realizar el trabajo de captación y registro de Sonido Directo portátil para cine publicitario, documentales y programas de televisión, mostrar equipamiento de sonido profesional utilizado en proyectos destacados y presentar una propuesta de equipamiento digital AES Standard. En este trabajo se presentan y discuten en detalle cuatro proyectos destacados. PALABRAS CLAVE: sonido, acústica, imagen, industria, Chile, tecnología, producción audiovisual.

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1. SONIDO DIRECTO PARA PUBLICIDAD, DOCUMENTALES Y PROGRAMAS DE TELEVISIÓN. EQUIPAMIENTO TÉCNICO Y EXPERIENCIA. 1.1 Introducción Para comprender el mercado audiovisual actual tenemos que distinguir entre producciones de cine, cine publicitario, televisión, televisión por cable e Internet. En un contexto creciente de producción audiovisual y aumento de la recaudación para cine, televisión y publicidad, el año 2013 el rubro cine alcanzó un total de ventas de $60.947 millones de pesos1 mientras que la inversión publicitaria en sector cine publicitario, televisión, televisión por cable e Internet alcanzó los 405.794 (MM$).2 Las ventas en el sector publicidad internacional superaron los 40 millones de dólares el año 2013.3 1.2 Objetivo Presentar la forma de realizar el trabajo de captación y registro de Sonido Directo para cine y televisión de manera de suministrar las pistas monofónicas, stereo y multicanal al departamento de post-producción de sonido para elaborar la banda sonora de un producto audiovisual.

1.3 Objetivos Específicos 1) Determinar y describir las etapas a seguir en la realización de registro de Sonido Directo. 2) Presentar el equipamiento de sonido profesional portátil utilizado en proyectos de cine y televisión mediante la exposición de trabajos destacados. 3) En base a la experiencia adquirida realizar una propuesta técnica para la configuración de un sistema digital de captación de Sonido Directo digital portátil.

2. ANTECEDENTES GENERALES 2.1 Antecedentes Históricos La primera película hablada del Cine Chileno fue estrenada en el año 1934, “Norte y Sur” del Director Jorge “Coke” Délano.4 No existen antecedentes de la forma como se realizó la captación sonora. Los primeros equipos para registro de sonido magnético son; Telegraphone 1898-1911 DK, grababa el sonido sobre un hilo de acero que se desplazaba entre los polos de un 1

http://chileaudiovisual.cultura.gob.cl/informe2013/assets/08-res_espec_cine_v8.pdf http://www.achap.cl/documentos/Informe_Inv_Publicitaria_Achap_2013.pdf 3 Cristóbal Sotomayor Gerente General Goodgate.tv - Chile. 4 El Cine en Chile, Crónica en tres tiempos. Autor:Jaqueline Mouesca. 2

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electroimán. Dictaphone 1905-1924, Soundingpaper 1920s-1930s grabadora de cinta, Magnetophon K1, 1935, AEG en el IFA de Berlín, presenta la primera grabadora de fabricación industrial del mundo5, Minifon Portable Wire Recorder, UK 1940s-1950's 6, Nagra First Prototype 1951, Nagra I Clockwork motor Tube electronics 19527, Uher, Munchen first recorder 19538.

3. ETAPAS DE PRODUCCION DE SONIDO DIRECTO La producción de un proyecto audiovisual supone la coordinación de elementos técnicos, humanos y financieros que participarán en el desarrollo del proyecto (Celery, 2011). 9 En este sentido es importante considerar y conocer la matriz sipoc (proveedores, input, proceso, salidas, clientes) del proceso de producción de sonido. A continuación se muestra el organigrama del equipo de producción de un proyecto audiovisual.

Figura 1: Organigrama de producción de un proyecto audiovisual

Una producción audiovisual contempla tres etapas, pre producción, rodaje y post producción. De ahora en adelante nos referiremos exclusivamente al trabajo que desarrolla y ejecuta el Departamento de Sonido. 5

http://www.moebius-bcn.com/?p=1961 http://www.pimall.com/nais/pivintage/minipon.html 7 http://www.nagraaudio.com/about-us/product-history/ 8 http://museumofmagneticsoundrecording.org/ManufacturersUher.html 9 http://cuadernos.uc.cl/uc/index.php/CDI/article/view/525/pdf 6

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3.1)

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Pre-Producción

En esta etapa se recibe la información general, técnica y presupuesto de una producción. Se debe considerar: - Realizar desglose sonoro del guión recibido. - Determinar el alcance y tiempo de duración del proyecto. - Visitar locaciones (scoutings). Levantar información del estado actual sono-acústico de los sets detectando fuentes de ruido, impactos acústicos y materialidad de las construcciones. Ubicar el generador lo mas lejos posible del set 100 metros o más. - Trabajar en el diseño de sonido, ubicación en planta, posición y ubicación de micrófonos. - Determinar profesionales responsables a cargo. Jefe de Sonido o Sound Mixer y uno o mas asistentes cañistas o boom man. - Determinar cantidad de equipos a utilizar. Considerar sistema fuente(s) de alimentación. - Realizar pruebas técnicas. Envío de monitoreos de sonido a cámara, director, clientes. Configuración y programación de smpte time code para una o mas cámaras. 24 o 48 horas antes de partir a un rodaje se debe realizar un chequeo del buen funcionamiento de todos los equipos. - Informar a Producción General y todos los departamentos involucrados la necesidad de mantener y respetar silencio durante el rodaje de una escena. - Consultar al departamento de arte si utilizará equipamiento ruidoso para ornamentar un set. Se debe consultar por el vestuario de talentos para evitar exceso de ruido de roce. - Coordinar con Producción día y hora de inicio de rodaje, ubicación locación, transporte.

-

En caso de ser necesario: Se debe asesorar y sugerir utilización de dispositivos de control de ruido. Realizar mediciones y análisis espectrales de ruido. Realizar exploraciones de espectros de radio frecuencias existentes.

3.2) Rodaje En esta etapa, Sonido Directo realiza la captación y grabación de los parlamentos de una película, tomas de ambientes, tomas wilds y foleys. Es una etapa crucial que depende de la capacidad de reacción y solución de problemas del sonidista y cañista a cargo ya que el sonido puede verse afectado por cualquier tipo de ruido (lluvia, viento, gente hablando, tránsito de aviones, transito vehicular, caída de materiales, funcionamiento de máquinas, sistemas de ventilación y extracción de aire, sistemas de música ambiental, dimmers luces, etc.) Los problemas de ruido en el set son siempre los mismos y se repiten cada vez que se graba un proyecto. La diferencia entre un buen sonido y un mal sonido va a depender de cómo se manejan y anticipan estos inconvenientes.

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En esta etapa se ejecuta la captación sonora. Se debe considerar los siguientes pasos generales antes de comenzar a grabar: -

-

-

Al llegar al set coordinar una reunión con Producción Técnica y Asistente de Dirección. Se procede a armar y chequear el sistema de grabación. Proveer de envío de monitoreo de audio a cámara, asistente(s) de audio, director y clientes. En esta etapa se setea spmte time code en equipos de sonido y cámara si es requerido. Se coordina nombre escenas, planos, tomas con el continuista. Se debe coordinar con Director de Fotografía posición asistentes de sonido. Se debe coordinar con Asistente de Dirección momento y lugar para colocar transmisores y ubicar micrófonos lavallier a actores y talentos. Se debe solicitar apagar celulares y walkie talkies. En todo momento se debe estar atento al desarrollo y progreso de la filmación. No todas las escenas llevan Sonido Directo. La idea es trabajar los micrófonos lo mas cerca de la fuente sonora considerando el encuadre de cámara y de manera tal que la toma de sonido es la búsqueda permanente de un eje imaginario entre el micrófono y la fuente sonora. Esto permite minimizar el nivel de ruido de fondo. En todo momento se debe mantener el nivel calibrado para cada fuente de sonido. Se debe informar cuando hay un problema de ruido durante la grabación e informarlo una vez terminada la toma. Se debe solicitar un par de minutos para grabar los Room Tone que correspondan. Se debe coordinar momento y lugar para grabar tomas wild.

Mientras se realiza la toma de sonido directo no puede haber ruido de circulación de personas. Está prohibido voces y pasos que no sean las de director, asistente de dirección, actores. Se debe permitir arreglos y ajustes rápidos que sean pertinentes al departamento de sonido. Los extras deben realizar sus actos de manera silenciosa. Después se graba las tomas wilds correspondientes. El formato de entrega de material grabado se realiza una vez terminado el día de grabación en archivos broadcast .wav mono o .wav poly, Fs= 48kHz, bit depth 24 Bits. Además se debe entregar una Bitacora de Audio con las observaciones referentes a cada toma. 3.3)

Post-Producción

En esta etapa, se recibe el material de sonido grabado en filmación y se procede a la edición y sincronización de diálogos. Se realizan doblajes de aquellas escenas o tomas que por diferentes razones no pudieron ser rescatadas del sonido directo. Se realizan los foleys. Se procede a sonorizar y musicalizar el proyecto. Además se crean los efectos de sonido. Luego se realizan las pre mezclas y mezcla final para dar lugar a la codificación, masterización y posterior exhibición. Cada proyecto de cine una vez terminado llega a ser exhibido en formato DCP (digital cinema package) 10a las salas de cine.

10

http://www.cinedigital.tv/que-es-un-dcp-digital-cinema-package/

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4. PROYECTOS DESTACADOS Y EQUIPAMIENTO TÉCNICO UTILIZADO. 4.1 “Desafíos Futuros” de Discovery Channel, Latín américa. A continuación se presenta una muestra de escenas destacadas del proyecto realizado para “Desafíos Futuros” de Discovery Channel. http://youtu.be/gvV1ZMWgfEM

Figura 2: Equipamiento utilizado para realizar Sonido Directo proyecto Discovery Channel Lista de equipos de audio utilizados: - Micrófono Shotgun Sennheiser 416 P48, mas accesorios boompole y protección de viento, lluvia y nieve. - Sistemas inalámbricos Sennheiser ew 112-p G3 con cápsulas ME2 - Mixer Portátil Shure FP33 - Cable breakaway para Shure FP33 - Grabador Portátil Sound Devices 702T - Fonos Sony MDR 7506 - Accesorios, audiobags, raincovers.

4.2 “Meteorite Men” Second Season, Science Channel y Discovery Channel, USA. A continuación se presenta una muestra de escenas destacadas del proyecto realizado para “Meteorite Men” de Science Channel y Discovery Channel, USA. https://www.youtube.com/watch?v=fu7tYMZg3jo

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Figura 3: Equipamiento utilizado para realizar Sonido Directo proyecto Meteorite Men. Lista de equipos de audio utilizados: - Micrófono Shotgun Sennheiser 416 P48, mas accesorios boompole - Sistemas inalámbricos Lectrosonics UCR411A - 400 Series Wireless Diversity Receiver, Lectrosonics SMV Super Miniature Wireless Microphone Transmitter, capsulas micrófonos lavallier sanken cos 11. - Sistema inalámbrico Comtek M-216 transmitter y PR 75ª reciever - Mixer Wendt NGS X4 Audio Mixer - Sistema de baterías Lithium-Ion Varizoom. Battery Distribution System Remote Audio BDS v4. - Fonos Sony MDR 7506 - Accesorios, audiobags.

4.3 Jaguar Short film F-Type Desire” Publicidad Internacional. A continuación se presenta una muestra de escenas destacadas del proyecto realizado para “Jaguar Short film F-Type Desire” Publicidad Internacional distribución www. http://youtu.be/blT3IHPce20

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Figura 4: Equipamiento utilizado para realizar Sonido Directo proyecto Jaguar F-Type. Lista de equipos de audio utilizados: - Micrófono Shotgun Sennheiser 416 P48, mas accesorios boompole - Sennheiser MKH418S - M/S Stereo Shotgun Microphone - Sistemas inalámbricos Sennheiser ew 112-p G3 con cápsulas ME2 - Sistema inalámbrico Comtek M-216 transmitter y PR 75ª reciever - Mixer Sound Devices 442 - Grabador Digital Portátil Sound Devices 702T - Claper Digital Denecke TS3 Time Code Slate, Syncbox Generator Denecke Dcode SB-T - Fonos Sony MDR 7506. Accesorios, audiobags. 4.4 “Mega Rusia 2018” Publicidad Nacional. A continuación se presenta una muestra de escenas destacadas del proyecto realizado para “Mega Rusia 2018” Publicidad Nacional. https://vimeo.com/105264316

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Figura 5: Equipamiento utilizado para realizar Sonido Directo proyecto “Mega Rusia 2018” Lista de equipos de audio utilizados: - Micrófono Shotgun Sennheiser 416 P48, mas accesorios boompole - Sistemas inalámbricos Sennheiser ew 112-p G3 con cápsulas ME2 - Sistema inalámbrico Comtek M-216 transmitter y PR 75ª reciever - Mixer Grabador Sound Devices 664. - Sistema de baterías Lithium-Ion Varizoom. Battery Distribution System Remote Audio BDS v4. - Claper Digital Denecke TS3 Time Code Slate, Syncbox Generator Denecke Dcode SB-T - Fonos Sony MDR 7506 - Accesorios, audiobags. 4.5 Propuesta de equipamiento Sonido Directo digital portable. Los sistemas de Sonido Directo presentados se pueden optimizar integrando equipos o dispositivos digitales que mejorarán la calidad de audio entregado. A modo de ejemplo se propone utilizar micrófonos shotgun digital con salida AES3, AES42 y conectarlo a un grabador digital que acepte señales de entrada y salida AES3 y AES42. A continuación se muestra la Figura 6 donde se presentan los equipos sugeridos para contar con un sistema digital de captación de Sonido Directo.

Figura 6: Equipamiento mejorado para realizar Sonido Directo

Lista de equipos de audio propuesta para sistema de sonido directo digital portable: -

Micrófonos Shotgun Digitales: Shoeps Super CMIT 2 U, Neumann KMR 81 D, Sennheiser MKH 8060 MDZ y MZF 8000. Schoeps CMIT M/S Stereo Set with Shotgun Microphone

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Grabadores Digitales Sound Devices (788T, 664), Zaxcom (Nomad, Zax-max), Nagra (VI, Seven), Aaton (Cantar X3) Sistemas inalámbricos Sennheiser, Lectrosonics, Zaxcom. Sistema monitoreo inalámbrico Comtek transmitter y reciever. Claper Digital Ambient, Denecke, Syncbox Generator Sistema de baterías Lithium-Ion. Battery Distribution System. Accesorios, sound cart, audiobags, raincovers.

REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS [1] "AES Standards". http://www.aes.org/standards/ [2] Celery, A. F. (2001). Manual de producción: cine, televisión, publicidad. Santiago: LOM. [3] Inversión Publicitaria 2013 – Achap

http://www.achap.cl/documentos/Informe_Inv_Publicitaria_Achap_2013.pdf [4] Jacqueline Mouesca Universidad Nacional Andrés Bello, 01-01-1997, El cine en Chile: crónica en tres tiempos. [5] Francisco J. Garrido Escobar (2014), Efraín Band y los inicios de la fonografía en Chile /Revista musical Chilena. [6] Fuenzalida, V. & Whittle, J. (2013).III Panorama del audiovisual chileno. Santiago: Autores. [7] Gerges, S.N.Y. & Arenas, J.P. Fundamentos y Control del Ruido y Vibraciones, 2da Ed., NR Editora, Florianópolis (2010). [8] José Antonio Soto, Pontificia Universidad Católica de Chile. Estandarización de

organigramas y modelamiento del proceso de producción audiovisual: una propuesta basada en la toma de decisiones. [9] Patricia Ochoa, Carola Leiva Informes de Oferta y Consumo de Cine en Chile. http://chileaudiovisual.cultura.gob.cl/informe2013/assets/08-res_espec_cine_v8.pdf [10] Solaroli, L. (1972). Cómo se organiza un film: manual del jefe de producción. Madrid: Rialp.

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Una aplicación del cociente de probabilidad a un caso real C. Rosasa, J. Sommerhoffb, C. Sáezc y S. Saavedrad a

Instituto de Lingüística y Literatura, Universidad Austral de Chile, Valdivia, Chile, claudiarosas@uach.cl b Instituto de Acústica, Universidad Austral de Chile, Valdivia, Chile, sommerhoff@uach.cl c Laboratorio de Criminalística, Policía de Investigaciones de Chile (PDI), Chile, cesarsaez.e@gmail.com d Centro de Investigación y Defensa Sur, Chile, ssaavedracea@gmail.com

RESUMEN: En el marco de un proyecto Fondecyt Regular 1110742, se comparan la muestra de habla de un sospechoso de amenaza terrorista, calificada por el Ministerio Público –obtenida a partir de una declaración de audiencia- y la muestra incriminatoria –extraída de una reunión grabada, realizada entre dirigentes mapuches y un delegado de la CONADI- con el fin de analizar científicamente si pertenecen al mismo locutor −lo que daría apoyo a la hipótesis de la fiscalía − o a locutores diferentes −lo que daría apoyo a la hipótesis de la defensa. Para ello, se aplica el método de cálculo del cociente de probabilidad (Likelihood ratio, LR) que permite evaluar numéricamente las diferencias de los parámetros de comparación seleccionados entre las muestras del sospechoso y del delincuente bajo la probabilidad de que proceden del mismo locutor y la probabilidad de que proceden de locutores diferentes, teniendo en cuenta la población de referencia. Para la comparación se utilizan dos poblaciones de referencias complementarias y un análisis de formantes. Los resultados dan apoyo a la hipótesis de la defensa.

KEYWORDS: Likelihood ratio, forensic voice comparison.

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1. INTRODUCCIÓN 1.1.

El caso: la acusación de amenaza terrorista

El 2009 se incautó un registro de audio MP4, donde se manifestaba la molestia de comuneros mapuches por la demora en la compra de tierras reivindicadas. Los oficiales investigadores dan cuenta de un delito de amenaza, el cual es calificado de terrorista por el Ministerio Público. Asimismo, tanto los funcionarios de la PDI como los fiscales del Ministerio público señalan que una de las voces contenidas en la grabación del MP4 corresponde al acusado Tralcal, dirigente de las comunidades mapuches del sector (comuna de Padre Las Casas, IX Región). 1.2.

El informe pericial y la absolución del imputado

Los peritos Jorge Sommerhoff y Claudia Rosas elaboran un informe [1] que responde a la solicitud hecha por el abogado de la defensa, Sebastián Saavedra, para determinar si la muestra de discurso del sospechoso Luis Tralcal y del audio de la CONADI proceden del mismo hablante o de hablantes diferentes. El Tribunal decidió absolver a ambos acusados, teniendo en cuenta −además de otros elementos− la variabilidad de la voz referida en el informe pericial emitido y refrendado en la declaración del perito Sommerhoff y de su propia experticia. 1.3.

La investigación propuesta basada en un enfoque científico

En esta oportunidad, se propone aplicar una metodología científica, basada en el enfoque bayesiano, al caso mencionado a la vez que servir de ejemplo de una forma de proceder y de los requisitos que supone su propia implementación para ser conocidos y debatidos por los jueces, abogados y peritos de Chile. También se espera demostrar mediante este trabajo la importancia que supone para los involucrados en delitos de voz contar con un sistema de análisis para la comparación de la evidencia más objetivo, que otorgue mayor resguardo a las víctimas y más apoyo a los tribunales. .

2. MARCO TEÓRICO 2.1.

Enfoque metodológico bayesiano

Actualmente, se concibe que el perito forense con el objeto de comparar las muestras incriminatorias y del sospechoso aborde el análisis asumiendo un enfoque bayesiano, que se basa en una relación de probabilidades, conocido como cociente de probabilidad, explicada ampliamente en [2]. En los siguientes párrafos, se expondrán los conceptos básicos que permitan comprender su lógica, estructura y funcionamiento para la interpretación de la aplicación al caso real que constituye el objeto de este trabajo. El cociente de probabilidad El concepto de cociente de probabilidad alude a una relación de probabilidades contrarias: la probabilidad de encontrar cierta evidencia asumiendo la hipótesis de que las muestras

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comparadas provienen de una persona y la probabilidad de observar la evidencia, asumiendo la hipótesis de que provienen de personas diferentes. En inglés el término es Likelihood ratio y se abrevia LR. Debido al alto grado de difusión del término, en la presentación de las fórmulas, conservamos los nombres de la lengua original. La similitud, la tipicidad y la población de referencia El cociente de probabilidad requiere de la enunciación de tres componentes de información: la similitud, la tipicidad y la población de referencia. La similitud tiene que ver con el grado en que los valores de las muestras en disputa son semejantes −o menos diferentes−; y la tipicidad, con la probabilidad de encontrar ese mismo resultado (semejanza o diferencia) en cualquier par de muestras extraídas al azar de la población de referencia o relevante, que es el grupo de locutores de donde procede el sospechoso. . El Cociente de Probabilidad (LR) puede expresarse de acuerdo la fórmula tal como aparece en la Fig. 1 [2] donde LR es el cociente de probabilidad p es probablilidad; E, evidencia; Hp, hipótesis del fiscal ((p) por el inglés prosecution); y Hd, hipótesis de la defensa.

LR

Figura 1: Fórmula para el cociente de probabilidad Presentación de los resultados del cociente de probabilidad En pro de hacer más comprensibles los resultados numéricos del cociente de probabilidad se han propuesto dos tipos de escalas para expresar los resultados, si bien, no existe consenso: la escala verbal y la escala logarítmica. A continuación se presentan ambos tipos [2]. Cociente de probabilidad >10 000 1000 to 10 000 100 to 1000 10 to 100 1 to 10 1 to 0.1 0.1 to 0.01 0.01 to 0.001 0.001 to 0.0001 <0.0001

Equivalencia verbal propuesta Muy sólida evidencia para apoyar… Evidencia sólida para apoyar Evidencia moderadamente sólida para apoyar… Evidencia moderada para apoyar... Evidencia limitada para apoyar… Hipótesis de la fiscalía Evidencia limita contra... Evidencia moderada contra... Evidencia moderadamente sólida contra… Evidencia sólida contra... Evidencia muy sólida contra…

Figura 2: Algunas equivalencias verbales propuestas para los cocientes de probabilidad

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Cociente de probabilidad >10 000 1000 to 10 000 100 to 1000 10 to 100 1 to 10

Equivalencia log >4 3a4 2a3 1a2 0a1

Equivalencia verbal propuesta Muy sólida... Sólida… apoyo a la Moderadamente sólida… hipótesis de la Moderada… fiscalía Limitada…

1 to 0.1 0.1 to 0.01 0.01 to 0.001 0.001 to 0.0001 <0.0001

0 a -1 -1 a -2 -2 a -3 -3 a -4 >-4

Limitada… Moderada… apoyo a la Moderadamente sólida… hipótesis de la Sólida… defensa Muy sólida…

Figura 3: Equivalentes logarítmicos de algunos cocientes de probabilidad

La implementación de la fórmula del cociente de probabilidad Los autores [3] dedujeron una fórmula del cociente de probabilidad que recoge los conceptos de similitud y tipicidad mencionados. No entraremos en el detalle de la descripción, por ahora solo nos interesa señalar que en [4]-[5] se desarrolló –y aplicó- un software en Matlab que implementa dicha fórmula y permite aplicarla a los casos forenses.

3. METODOLOGÍA A continuación se presenta una síntesis de los pasos que se dieron para la obtención de los resultados del cociente de probabilidad, básicamente: las características esenciales de las muestras en disputa, la elección de la población de referencia y la explicitación de los parámetros acústicos considerados para su análisis. 3.1.

Las muestras comparadas y sus características básicas

La muestra del sospechoso corresponde a un audio en formato Wav en canal microfónico de 1 minuto y 21 segundos de habla efectiva (es decir, sin silencios), obtenida a partir de una declaración de audiencia del imputado. Por su parte, la muestra incriminatoria corresponde a un audio en formato MP4 de 41 segundos de habla efectiva, extraída del registro de una reunión formal entre dirigentes mapuches y un delegado de la CONADI, cuya duración total es de 58 minutos y 15 segundos. Ambas muestras les fueron llevadas a los primeros dos autores de este trabajo junto con la solicitud de elaborar un informe pericial para determinar si las muestras en disputa procedían o no del mismo locutor, como se señaló al principio. 3.2.

Población de referencia

Decidimos trabajar con dos tipos muestras diferenciadas, pero complementarias, que nos servirían a la postre para reforzar cualquier resultado: los hablantes mapuches del audio de la CONADI, ya dado, la más importante; y las muestras extraídas de Internet, no disponible en ese momento, y que tendríamos que buscar, seleccionar y validar perceptivamente. Ambos tipos de muestras conformarían dos poblaciones de referencia; se trataría de dos sistemas de

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comparación, independientes que permitirían reforzar el resultado del cociente de probabilidad. A continuación se describen los procedimientos utilizados para la obtención de cada grupo. Población de referencia Nº 1 La población de referencia Nº 1 se conformó a partir de las muestras de locutores mapuches presentes en el audio del audio MP4 que contiene la voz incriminatoria. Para su obtención se aplicó un análisis perceptivo con el objeto de distinguir las voces contenidas en el audio que sonaban distintas entre sí. El audio se segmenta de acuerdo a las intervenciones de los hablantes que se suceden, dando por resultado un total de 219 intervenciones. Para dicho reconocimiento nos hemos basado en aspectos fonéticos y de contenido léxico-semántico. Luego de ello y dejando de lado la voz incriminatoria (51 intervenciones), como la voz del delegado de la CONADI (35 intervenciones) y algunas voces no discriminables (59 intervenciones), se logran distinguir 4 voces diferentes.

Población de referencia Nº 2 La segunda población estuvo conformada por muestras de locutores mapuches extraídas de Internet. Para ello, se realizó una búsqueda en radios y TV, dando por resultado 18 direcciones de Internet donde aparecían conversaciones entre mapuches, o entre mapuches y no mapuches, a partir de las cuales se seleccionaron 25 locutores, cada uno, con una muestra de duración neta de entre aproximadamente 1 y 2 minutos. Para validar el parecido de las muestras de referencia se aplicó un test perceptivo a auditores sin conocimientos lingüísticos, con el fin de emular el perfil de los funcionarios policiales que efectuaron el reconocimiento auditivo que individualizó a Luis Tralcal como sospechoso de los hechos. Sin embargo, las muestras de internet no fueron percibidas como similares a la voz del sospechoso. Pese al resultado del test, se decidió mantener esta población con el objeto de observar si el grado de percepción percibida por los auditores, en el caso de que reflejara la realidad de muestras, incidía en los componentes de la relación de probabilidades; puntualmente, ponderando los resultados de “la similitud” entre las muestras comparadas, y afectando con ello de manera errónea los resultados. 3.3.

Parámetros acústicos seleccionados para la comparación de las muestras

Dado que la comparación científica bajo el enfoque bayesiano requiere de los datos de la voz incriminatoria, del sospechoso y de una población de referencia, que en su conjunto forman un sistema. Para la obtención de los datos medidos que serían ingresados al sistema de comparación se determinó seleccionar el F2, bajo cuyo término se segmentaron y midieron 50 vocales del fonema /a/ del discurso de cada locutor; en total, 1550 datos, para cuyo análisis se utilizó la herramienta Praat versión 5.3.03, 2011. Comparación de los datos obtenidos de las muestras en disputa En el proceso de determinación del cociente de probabilidad de las muestras del delincuente y del sospechoso se aplicó una doble comparación; la primera se realizó con la población de referencia 1 y la segunda, con la población de referencia 2. Para ello se utilizó el Software de

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[4] que constituye una implementación de la fórmula del cociente de probabilidad de los autores [3].

4. RESULTADOS Previo al detalle de los resultados, conviene recordar que un cociente menor a la unidad se traduce en locutores diferentes. 4.1.

Resultados para la población de referencia 1 (audio CONADI)

Se aplican dos ejercicios de comparación: uno donde la muestra del sospechoso (Tralcal) se compara con la muestra del delincuente (NN); y otro, donde se compara la muestra del sospechoso (Tralcal) con cada una de las muestras del resto de los hablantes del audio de la CONADI (H1, H2, H3 y H4). En cada caso la población de referencia son todos los hablantes del audio, excepto el considerado “delincuente” que está siendo comparado con el sospechoso. El objetivo, en este caso, es descartar o afirmar que alguno de los otros hablantes del audio de la grabación de la CONADI fuese Tralcal. Resultado de la comparación de la muestra del sospechoso (Tralcal) con la muestra del delincuente (NN). a) Muestra sospechoso vs muestra del delincuente: Cociente de probabilidad= 0.2653. El resultado específico obtenido significa que las diferencias observadas tendrían (1/0.2653=) 3,76 veces más probabilidades de ser observadas, asumiendo locutores diferentes. Si se asume alguna escala verbal o logarítmica, el resultado numérico se podría traducir como un moderado apoyo a la hipótesis de la defensa o evidencia moderada contra la hipótesis de la fiscalía. En todo caso, lo que hay que subrayar es que el resultado del cociente nos dice que el sospechoso no es el delincuente. Resultados de la comparación de la muestra del sospechoso (Tralcal) con cada una de las muestras del audio de la CONADI (H1, H2, H3 y H4). a) Muestra sospechoso vs muestra de otro hablante del audio (H1) como muestra del delincuente: Cociente de probabilidad= 0,0307. El resultado obtenido significa que las diferencias observadas tendrían (1/0,0307=) 32,57 veces más probabilidades de ser observadas, asumiendo locutores diferentes: moderado apoyo a la hipótesis de la defensa o evidencia moderada contra la hipótesis de la fiscalía. b) Muestra sospechoso vs muestra de otro hablante del audio (H2) como muestra delincuente: Cociente de probabilidad = 0,0402. El resultado obtenido significa que diferencias observadas tendrían (1/0,0402=) 24,87 veces más probabilidades de observadas, asumiendo locutores diferentes: moderado apoyo a la hipótesis de defensa/evidencia moderada contra la hipótesis de la fiscalía.

del las ser la

c) Muestra sospechoso vs muestra de otro hablante del audio (H3) como muestra del delincuente: Cociente de probabilidad = 0,0330. El resultado específico obtenido significa que las diferencias observadas tendrían (1/0,0330=) 30,30 veces más probabilidades de ser observadas, asumiendo locutores diferentes: moderado apoyo a la hipótesis de la defensa/evidencia moderada contra la hipótesis de la fiscalía.

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d) Muestra sospechoso vs muestra de otro hablante del audio (H4) como muestra del delincuente: Cociente de probabilidad = 2,5370e-006 (2,5370 x 10-6) 0,000002537. El resultado obtenido significa que las diferencias observadas tendrían (1/0,000002537 =) 394166,33 veces más probabilidades de ser observadas, asumiendo locutores diferentes: muy sólido apoyo a la hipótesis de la defensa/evidencia muy sólida contra la hipótesis de la fiscalía. En síntesis: el sospechoso (Tralcal) no estaba o no habló en el audio de la reunión. 4.2.

Resultados para la población de referencia Nº 2 (audios de Internet)

Se compara, nuevamente, la muestra del sospechoso (Tralcal) con la muestra del delincuente (NN), pero esta vez, teniendo como población de referencia las muestras de 25 hablantes mapuches, extraídos de Internet. El propósito es observar si un perfil deliberadamente no ajustado a las características del sospechoso, incide en los componentes de la relación de probabilidades [2], puntualmente, ponderando los resultados de “la similitud” entre las muestras comparadas, y afectando con ello de manera errónea los resultados. a) Muestra sospechoso vs muestra del delincuente: Cociente de probabilidad =0,5101. El resultado específico obtenido significa que las diferencias observadas tendrían (1/0,5101 =) 1,960 veces más probabilidades asumiendo locutores diferentes. En este caso, la probabilidad de apoyo a la defensa se reduce, respecto de la comparación anterior que tenía en cuenta la población de los 4 hablantes del audio de la CONADI, pero igualmente nos dice que se trata de locutores diferentes. Se trata, hasta cierto punto de un resultado esperable, dadas las características de las muestras con que se construyó la población de referencia 2. Al respecto, conviene recordar, por una parte, que las muestras de Internet no fueron percibidas de manera homogénea tras la aplicación del test, no obstante se decidió utilizarlas sin cambiar nada con el propósito de observar la incidencia de su calidad en los resultados; y por otra parte, que una diferencia entre la población de referencia y del sospechoso puede afectar artificialmente “la tipicidad” y ponderar, erróneamente, por consiguiente, “la similitud” de las muestras comparadas [1]. Es un hecho que habrá que tener en cuenta; la población de referencia debe ser lo más parecida posible a la muestra del sospechoso y esto obliga, a trabajar con poblaciones ad hoc.

5. CONCLUSIONES Con el objeto de ilustrar mejor nuestros resultados y sopesar sus implicancias teóricas y prácticas, supongamos que en el caso real del 2011 el científico forense hubiese ocupado el mismo enfoque y procedimientos, obteniendo en consecuencia los mismos resultados reseñados, ¿cuál debiera haber sido su declaración? Una forma posible podría haber sido ésta: “En relación a la comparación solicitada por la defensa sobre si las muestras de la voz del sospechoso (Tralcal) y del delincuente (cuya identidad se desconoce) proceden o no de la misma persona y basándome en un enfoque bayesiano, conocido como cociente de probabilidad, mi evaluación de las diferencias observadas del F2 del fonema /a/ entre ambas muestras da como resultado un cociente de probabilidad igual a 0.2653, donde se establece claramente que un cociente menor a la unidad se traduce en locutores diferentes o que la probabilidad para la hipótesis de la defensa es mayor”.

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La importancia de un análisis y expresión de resultados como este salta a la vista por la objetividad e inteligibilidad que ofrece a la corte, permitiéndole al científico efectivamente colaborar en la decisión –que no pronunciarse sobre inocencia y menos culpabilidad del imputado− que le corresponde al tribunal, el cual maneja otros datos y en virtud de lo cual un informe como este orienta su acción. No obstante lo reseñado, las ventajas de una metodología como la descrita y los resultados obtenidos para este caso en particular, deseamos dejar en claro que la aplicación de una metodología como esta exige todavía un tiempo razonable de ejercitación y de su correspondiente difusión dentro de la comunidad científica antes de ser utilizada de manera corriente en la corte. Esto debe derivar, al menos, en dos acciones básicas: a) seleccionar casos reales de referencia de investigación, porque son estos los que dejan ver las verdaderas dificultades teóricas y prácticas que deber sortear el analista en terreno; y b) trabajar con grandes y diversas cantidades de datos de laboratorio, probando el rendimiento de parámetros acústicos, aislados y/o combinados.

6. AGRADECIMENTOS Queremos agradecer el consentimiento informado, libre y espontáneo de Luis Tralcal, imputado en su momento en el caso referido, no solo por permitir que su nombre apareciera publicado en este trabajo −a pesar del coste personal y familiar que esto pudiera implicar−, reforzando con ello la veracidad del trabajo realizado, sino también, por comprender y desear que se comparta un enfoque científico como el utilizado, en pro del resguardo de cualquier persona involucrada en delitos de voz. Igualmente, es necesario agradecer el financiamiento específico otorgado a través del Fondecyt Regular 1110742 que ha permitido desarrollar esta investigación, sin el cual, nada de esto habría sido posible. .

REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS [1] Informe Pericial de Temuco. Causa ROL Nº 158-2011 del Tribunal Oral en lo penal de Temuco por los delitos de AMENAZA TERRORISTA Y OTROS (2011). [2] Rose, P. Forensic Speaker Identification, Taylor and Francis, London (2002). [3] Aitken, C.G.G. & Lucy, D. Evaluation of trace in the form of multivariate data. Appplied Statistics, 53(4), 109-122 (2004). [4] Morrison, G. S. Matlab implementation of Aitken & Lucy’s (2004) forensic likelihood-ratio software using multivariate-kernel-density estimation. [Software]. Stable URL: http://geoffmorrison.net/#MVKD, (2007). [5] Morrison, G.S., Zhang, C. y Rose, P. An empirical estimate of the precision of likelihood ratios from a forensic-voice-comparison system. Forensic Science International, 208, 59-65, (2011).

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La Ingeniería Acústica en el contexto del Espacio Europeo de Educación Superior: Una Experiencia Práctica 20072013; Máster en Ingeniería Acústica R.Hernández a, F. Fernández a, J. L.Cueto a, a

Laboratorio de Ingeniería Acústica, Universidad de Cádiz, Edificio CASEM, 11510 Cádiz, España Tel/Fax: 956 016051 ricardo.hernandez@uca.es, francisco.fernandez@uca.es, Joseluis.cueto@uca.es

RESUMEN: El Máster Universitario en Ingeniería Acústica, surge debido a la demanda existente en los sectores públicos y privados, cuando se toma conciencia de la necesidad de diseñar los nuevos títulos de Grado y Postgrado orientados al Espacio Europeo de Educación Superior. Se presentan los resultados obtenidos en la Universidad de Cádiz, en las seis primeras ediciones (periodo 20072013). Para el análisis del proceso del desarrollo del seguimiento del título se han seguido los criterios establecidos en el "Protocolo para el proceso de seguimiento de títulos universitarios oficiales” (CURSA julio 2010). Nuestra valoración respecto al proyecto inicial, es bastante positiva. Su integración en la Red Europea “Schola” de la European Acoustics Association y de la Sociedad Española de Acústica permite las colaboraciones con Universidades y Centros de Investigación, tanto nacionales como europeas. El gran interés suscitado y los altos ratios obtenidos demuestran la existencia de unos estudios necesarios en el mercado laboral. A pesar de los problemas derivados por la implantación de los nuevos Másteres. El mantenimiento del Máster Universitario en Ingeniería Acústica es necesario y sin duda un valor añadido para aquellas Universidades que pretendan destacar en los estudios Superiores de Ingeniería

KEYWORDS: Educación, Acústica, Educación superior, Ingeniería Acústica, Máster .

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1. INTRODUCCIÓN: 1.1. El Marco del EEES Uno de los objetivos del proceso de convergencia iniciado en Bolonia en 1999, es la adopción de un sistema basado esencialmente en dos ciclos principales, grado y postgrado, diferenciándose en éste el máster del doctorado. El Máster universitario en Ingeniería Acústica responde, desde su inicio, a los criterios establecidos en, el llamado Espacio Europeo de Educación Superior[1], cumpliendo con el objetivo estratégico de contribuir a la especialización académica, profesional e investigadora en el campo de la Ingeniería Acústica conforme a los principios de calidad, movilidad, diversidad y competitividad.

1.2. La Estructura Universitaria Española (El marco Nacional): En España la propuesta del Máster Universitario en Ingeniería Acústica, como Título de Máster, surge como consecuencia de la demanda existente entre los sectores públicos y privados, en un momento en que se toma conciencia de la necesidad de diseñar los nuevos títulos de Grado y Postgrado orientados al Espacio Europeo de Educación Superior, paliando unas carencias de formación en el campo de la Acústica Aplicada, que se verán favorecidas por su integración en el Espacio Europeo de Educación Superior. En este sentido la Sociedad Española de Acústica (SEA), editó en Marzo de 2009 un Estudio sobre requerimientos formativos de técnicos en Acústica[2] en el que se pone de manifiesto la necesidad en el mercado de Técnicos con formación específica en materia de Acústica. Por lo que respecta a España, el Máster en Ingeniería Acústica se presenta como un programa de estudios totalmente enmarcado en el plan de construcción del Espacio Europeo de Educación Superior. Para su elaboración, se constituyó una comisión en la que participaron todos los agentes implicados en la elaboración del Plan de Estudios: Universidades españolas y europeas, empresas públicas y privadas, centros y grupos de Investigación. La comisión constituida en la Universidad de Cádiz[3], a lo largo de un año (2005-2006) elaboró el Plan de estudios para el Máster universitario en Ingeniería Acústica, originariamente con 120 ECTS y dos cursos de duración, correspondiente al segundo nivel de la estructura cíclica de las enseñanzas universitarias que después se ha ido implementando en las distintas universidades españolas La propuesta de Máster en Ingeniería Acústica y Vibraciones fue avalada en su origen, y lo sigue siendo, por la Sociedad Española de Acústica (SEA), por la Sociedad Europea de Acústica (EAA), y por el Consejo Superior de Investigaciones Científicas (CSIC) a través del Instituto de Acústica Torres Quevedo. La participación de estas instituciones en el diseño, estructura y la organización de la titulación garantiza que los niveles y la calidad de los contenidos serán análogos a los existentes en otros países de la Unión lo que permitirá agilizar el proceso de convergencia y la movilidad de los profesores y alumnos en el ámbito del Espacio Europeo. En la tabla I se puede observar que actualmente existen varias Universidades en las que se imparte una titulación de Máster análoga a la que venimos impartiendo en la universidad de Cádiz, desde el curso 2007-2008.

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Tabla I: Actual Oferta formativa en Ingeniería Acústica en España (2013) Universidad Máster Universitario Universidades de Cádiz y Granada Ingeniería Acústica (Interuniversitario) Evaluación y gestión del ruido Universidad de Extremadura ambiental Ingeniería Acústica en la Edificación y el Medio Ambiente Universidad Politécnica de Madrid Ingeniería Acústica en la Industria y el Transporte Universidad Politécnica de Valencia Ingeniería Acústica Acústica Arquitectónica y Universitat Ramon Llull Medioambiental Universidad de Málaga Ingeniería Acústica Universidades de Valladolid y León Ingeniería Acústica y Vibraciones (Interuniversitario)

1.3. El Máster de ingeniería acústica de la Universidad de Cádiz Desde su implantación (2007-2008) la Universidad de Cádiz de manera ininterrumpida viene impartiendo el Máster en Ingeniería Acústica, ofertando dos especialidades: la Acústica Ambiental e Industrial y la Acústica Arquitectónica. A partir del curso 2013 estos estudios se han ampliado con una nueva especialidad dirigida específicamente al campo de las vibraciones, “la Vibroacústica”. Así mismo, el Máster mantiene desde su implantación un perfil Mixto, profesional e investigador, combinándose la oferta en Investigación y en el perfil Profesional. Actualmente, en nuestra Universidad, cursan este Máster la séptima promoción de Ingenieros Acústicos. El programa tiene una estructura flexible y permite el acceso al Programa de Estudios en Ingeniería Acústica desde distintas formaciones previas. Diplomados, Ingenieros Técnicos, Arquitectos Técnicos, Licenciados, Ingenieros y Arquitectos, y los nuevos Grados que preferentemente mantengan competencias vinculadas al ejercicio profesional del Ingeniero Acústico. Ello genera ciertas dificultades por la diferencia del nivel de conocimientos previos en materias de acústica de los alumnos que acceden al Máster. Para el caso particular de alumnos extranjeros, especialmente los extracomunitarios, cabe destacar las dificultades que estos tienen para obtener el visado de estudios con tiempo suficiente para acceder al Máster. Si bien es cierto que, con carácter general, en los últimos años el número de estudiantes universitarios en el campo de la ingeniería ha decrecido notablemente tanto en la Universidad de Cádiz como a nivel nacional[5]. La colaboración con otras universidades y el incentivo de los programas de movilidad y de cooperación interuniversitaria, ha permitido una mayor profundización en estos estudios, accediendo los estudiantes, vía programas de intercambio a aquellos centros que son de su interés. El objetivo no ha sido otro que promover la investigación de calidad en el campo de la Ingeniería Acústica, considerando, no obstante, que la cooperación interuniversitaria representa un requisito sine qua non.

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1.3.1. Objetivos del Máster Desde el punto de vista curricular del alumno, el Máster está concebido para dar respuesta a aquellos ingenieros y titulados universitarios que requieran de los conocimientos específicos avanzados de la Ingeniería Acústica, como son: el estudio de la propagación y de la transmisión de las ondas acústicas, las aplicaciones del control del ruido y de las vibraciones en la industria, el procesado de las señales acústicas en general, el planeamiento acústico, cartografía acústica, la gestión y el control del ruido ambiental, la electroacústica, las vibraciones y la acústica en la edificación. Entre estos titulados cabe mencionar a los arquitectos, a los ingenieros industriales o graduados en ingeniería del ámbito industrial, a los ingenieros de telecomunicación o graduados en el ámbito de la ingeniería de telecomunicación, a los ingenieros técnicos industriales a los arquitectos técnicos o graduados en ingeniería de la edificación y aquellos licenciados relacionados con estas materias, tales como Físicos o especialistas en Tecnologías del Medio Ambiente. Al finalizar el programa el alumno habrá adquirido la integración de conocimientos procedentes de distintas disciplinas: legales, técnicas, científicas y ambientales y ciertas capacidades de carácter trasversal de aprendizaje; Iniciativa, espíritu emprendedor, toma de decisiones, habilidades de dirección, liderazgo, trabajo en equipo de búsqueda, análisis de información de diferentes fuentes y resolución de conflictos. Las competencias obtenidas por el alumno[5], le capacitan para el ejercicio profesional en el campo de la acústica ambiental, arquitectónica e industrial, de acuerdo con la normativa que en cada caso resulte de aplicación y sin menoscabo de los efectos académicos y, en su caso, profesionales que correspondan al título previo de que esté en posesión el interesado.

1.3.2. Estructura del Máster. En el diseño de la estructura de este nivel (Máster) existen diversas opciones que están vigentes en otros países. Todas ellas cuentan con ventajas e inconvenientes[5]. En nuestro caso, proponemos que el programa de postgrado permita a los alumnos, tras haber cursado un número significativo de créditos, ser admitidos por un departamento o instituto universitario de investigación para iniciar en ellos la elaboración de su trabajo de investigación doctoral. La obtención del título de Máster en Ingeniería Acústica requerirá haber completado el total de 60 créditos europeos, a lo largo de un curso académico (estructura semestral) [5], y haber superado una prueba conjunta de evaluación o trabajo final del Máster defendido ante un Tribunal. Esta prueba comportará una calificación diferenciada de los méritos de los estudiantes aprobados. Los contenidos del Máster en Ingeniería Acústica se han definido en función de las competencias científicas y profesionales que deben de adquirirse. El Máster Universitario en Ingeniería Acústica[5], se estructura en tres Módulos de 20 ECTS cada uno. El segundo de los módulos marca la especialidad del Máster y el tercero define el perfil, investigador o profesional que el alumno pude escoger. El tiempo de duración del Máster abarca un curso académico, distribuidos en siete meses de clases presenciales y tres meses de prácticas. Actualmente se ofertan tres especialidades, Acústica Ambiental, Acústica Arquitectónica y Vibroacústica.

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Cada módulo incluye cinco materias de 5 ECTS cada una, excepto en el módulo de aplicación en el que los créditos se distribuyen entre prácticas en empresas, Proyecto fin de Máster y/o Proyecto de Investigación. En el módulo de aplicación, el alumno puede elegir por realizar el perfil investigador o un perfil profesional. Entre los objetivos fundamentales de la orientación investigadora se encuentra la posibilidad de acceder a programas de Doctorado por ello, las iniciativas propuestas deberán ir dirigidas a la consecución de proyectos de investigación dentro de este programa. En este sentido hemos comprobado que durante el periodo analizado, sólo el 13,59% de los estudiantes desarrollan el Perfil Investigador, frente a un 86,41% que optaron por el perfil profesional, si bien algunos de éstos últimos realizaron sus prácticas en actividades de I+D+i. Los alumnos que optan por el perfil profesional, están obligados a la realización de prácticas en empresas o instituciones públicas y privadas (15ECTS), y a la realización de un proyecto fin de Máster tutelado (5ECTS), preferentemente dentro del ámbito de su especialidad. En este caso se persigue que el alumno entre en contacto con la empresa, facilitando su futura integración en el mercado laboral para ello se disponen de los convenios correspondientes, fuera del entorno de la propia Universidad.

2. METODOLOGÍA Para el seguimiento del título se aplican un conjunto de indicadores que sean capaces de reflejar los resultados de las enseñanzas en un año académico determinado o al final de un ciclo formativo. Los datos recogidos a lo largo de esta experiencia formativa nos permiten calcular y validar un grupo de indicadores críticos durante todo el proceso de seguimiento que abarca este trabajo (2007/2013). En este sentido hemos empleados los indicadores aplicados por la Unidad de Calidad de la Universidad de Cádiz [5]. Para el análisis del proceso del desarrollo del seguimiento del título se han seguido los criterios establecidos por la Comisión Universitaria para la Regulación del Seguimiento y la Acreditación (CURSA) [5]. La tasa de rendimiento del Título ISV1. Se entiende como la relación porcentual entre el número de créditos ordinarios superados y el número total de créditos ordinarios matriculados. La tasa de abandono del Título ISV2, Este indicador, nos aporta información anual sobre la proporción de estudiantes que abandonan el título con respecto a los estudiantes inicialmente matriculados. La tasa de eficiencia del Título ISV3, se define como Relación porcentual entre el número total de créditos en los que debieron haberse matriculado los estudiantes graduados de una promoción y el total de créditos en los que efectivamente se han matriculado los estudiantes graduados. La tasa de graduación del Título ISV4 se define como el porcentaje de estudiantes que obtienen el título en el número de años establecido en el plan de estudios o en un año más.

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3. ANALISIS DE LOS RESULTADOS. En la Tabla II, se muestran los datos necesarios para llevar a cabo el análisis de los indicadores y que hacen referencia al número de créditos matriculados, alumnos graduados y matriculados, etc. El posterior análisis de estos datos nos permite llevar a cabo una reflexión tendente a valorar el seguimiento del aprendizaje y el grado de adecuación de estos estudios. Por otro lado nos muestran las necesidades de mejoras en determinados aspectos del Plan de Estudios. Tabla II: Datos relativos a la valoración de los indicadores de resultados del aprendizaje Indicadores 2007 2008 2009 2010 2011 2012 Nº Total ECTS del plan de estudios 60 60 60 60 60 60 Nº Total de créditos ordinarios matriculados 2.100 1.001 1.380 1.160 795 600 Nº Total de créditos ordinarios NO superados 161 65 100 100 45 15 Nº Total de créditos ordinarios superados 1.939 936 1.280 1.060 750 585 Nº créditos que debían de haberse matriculado 1.740 1.020 1.080 1.080 720 540 Nº créditos efectivamente matriculados 1.740 1.046 1.080 1.085 720 540 Nº total de estudiantes de nuevo ingreso Estudiantes graduados Nº Estudiantes graduados en el tiempo previsto +1 Nº Estudiantes que abandonan (*) Nº Estudiantes repetidores

35 29

20 17

23 18

21 18

14 12

10 9

32 2 4 .

14 2 1

18 4 1

18 3 0

12 2 0

9 1 0

(*) Nº de estudiantes de nuevo ingreso en el título en este curso y que no están matriculados en el curso siguiente (y que no han finalizado los estudios)

Si agrupamos a los alumnos según el nivel o grado de su titulación de Origen, se comprueba que los alumnos provenientes de Titulaciones Superiores, representan un 34,96% (distribuidos como sigue: Ingenieros Superiores un 7,32%, Arquitectos un 10,57% y Licenciados un 17,07%), frente a un 65,04% de los provenientes de las Ingenierías Técnicas, este hecho puede explicar la preferencia de los alumnos por desarrollar el perfil profesional frente al investigador Las titulaciones de origen con mayor relevancia son: ingenieros técnicos en telecomunicaciones (especialidad sonido e imagen) con un 30,08%, ingenieros técnicos en edificación con un 11,38% y arquitectos con un 10,57%. Las tres titulaciones mencionadas representan el 52,03% de los alumnos matriculados. Lo realmente interesante es que la Universidad de Cádiz no oferta estas titulaciones, Si agrupamos a los alumnos por su Universidad de Origen, que han accedido al Máster en Ingeniería Acústica en la Universidad de Cádiz, cuya distribución porcentual refleja que el 78,05% provienen de Universidades Andaluzas, el 14,63% de otras universidades españolas y el 7,32% de Universidades extranjeras. Aquí es interesante destacar el hecho de que sólo un

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30,08% de estos alumnos provienen de estudios universitarios ofertados por la universidad de Cádiz. En la distribución de los alumnos en función de la especialidad elegida ( Acústica ambiental o Arquitectónica). no se ha observado el que en su elección, prime la titulación de origen frente a otras consideraciones. En el análisis de los resultados del proceso de aprendizaje, se han aplicado los indicadores definidos en el apartado anterior: la tasa de graduación, la tasa de abandono, la tasa de eficiencia y la tasa de rendimiento, a cada uno de los cursos evaluados. Para poder calcular los valores porcentuales de cada uno de estos indicadores es necesario contar con los datos representativos y fiables de cada curso. Estos datos se suelen encontrar en las secretarias de los Centros o en la Dirección General de Posgrado y en la Unidad de Calidad de la Universidad. La tabla II muestran los datos relativos a la dinámica de matriculación y graduación de los alumnos en el Máster en Ingeniería Acústica en la Universidad de Cádiz,. Debemos destacar el hecho de que el número de alumnos ha ido disminuyendo de manera paulatina a lo largo de los años. Esta realidad está vinculada al desarrollo de la crisis que de manera muy particular afecta las posibilidades de trabajo en este campo en nuestro País, el aumento del paro y la continua subida de las tasas de matrícula sin duda también han incidido en esta tendencia. Por otro lado, la tasa de abandono, es significativamente baja en relación con el número de alumnos matriculados, ello puede ser debido a un horario compatible, con la jornada laboral de los alumnos (presumiblemente la mayoría de ellos trabajando a tiempo completo y con una disponibilidad limitada), otro motivo fundamental para ello es la motivación de los alumnos cuyo principal objetivo es obtener una mayor cualificación profesional o científica, por lo que el grado de compromiso en la finalización de sus estudios es muy alto. En relación con este indicador, hemos detectado que algunos alumnos que acceden al Máster poseen un nivel muy escaso de formación (normalmente éste viene determinado por su titulación de origen) y otra causa es la pérdida del interés sobre los temas que se tratan en el Máster, está última íntimamente relacionada con la confusión del alumno. Algunos autores consideran que la principal causa de este problema se encuentra en el escaso nivel en las áreas de matemáticas y ciencias entre los estudiantes. [5] y [5] Algunos alumnos optan por realizar el Máster en más de un curso académico por lo que la duración de sus estudios será mayor que la programada. Para poder analizar los indicadores propuestos, hemos tenido en cuenta todos estos datos, en la tabla III, se muestran los resultados obtenidos: Tabla III: Resultados de los Indicadores Indicadores 2007 Tasa de rendimiento del 92,33% Título, ISV1 (*) Tasa de abandono del 5,71% Título, ISV2 (**) Tasa de eficiencia de los 100,00% graduados del Título, ISV3 (***) Tasa de graduación del 91,43% Título, ISV4

2008

2009

2010

2011

2012

93,51% 92,75% 91,38% 94,34%

97,50%

10,00% 17,39% 14,29% 14,29%

10,00%

97,51% 100,00% 99,54% 100,00% 100,00% 70,00% 78,26% 85,71% 85,71%

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90,00%


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(*) Nº de estudiantes de nuevo ingreso en el título en este curso y que no están matriculados en el curso siguiente (y que no han finalizado los estudios) (**) Graduados de un año académico (***) Nº Estudiantes graduados en el tiempo previsto +1 La tasa de eficiencia está igualmente relacionada con la madurez de los alumnos a la hora de establecer la carga docente que son capaces de asumir en cada período formativo, así como el interés personal en obtener unas cualificaciones profesionales adecuadas. Estos resultados implican un esfuerzo en el seguimiento de los estudiantes en las distintas materias, la tutela individualizada de los mismos y en la preparación de trabajos, pruebas de seguimiento y exámenes de acuerdo a lo recogido en la Memoria del Plan de Estudios. El seguimiento individualizado de los alumnos permite detectar defectos formativos y reaccionar desde el primer momento para facilitar su aprendizaje. Por otro lado, la participación en las materias de profesores especializados fomenta el interés de los estudiantes y el seguimiento de las asignaturas, enriquece la docencia y los motiva al aprendizaje. La participación de las empresas especializadas y de las entidades públicas facilita el tratamiento real de las soluciones acústicas y la posterior integración en el mundo laboral. En cuanto al grado en que las enseñanzas en las diferentes materias se orientan al aprendizaje de competencias por parte del alumno, nuestra valoración es muy positiva, dado que todas ellas están orientadas al ejercicio profesional en el campo de la ingeniería acústica y la realización de prácticas en empresas o estancias en centros universitarios europeos y en instituciones públicas, permiten cumplir con los objetivos propuestos en el plan de estudios. Cabe destacar dentro de lo que se ha dado por llamar la transferencia del conocimiento[5] que en este Máster se han alcanzado logros notables, el primero es la creación de empresas Spinoff que actualmente ejercen su actividad dentro del campo de la ingeniería acústica la otra fue la creación de la Asociación Andaluza de Ingenieros y Consultores Acústicos (AAICA); fundada por alumnos egresados del Máster en Ingeniería Acústica y que acoge a una gran parte de nuestros alumnos, organizándolos en calidad de autónomos y en pequeñas empresas. En relación con la inserción laboral de nuestros egresados dentro del ámbito de las competencias del título, queremos destacar que si bien aún no existe un indicador específico para poder valorarlo, nuestra valoración es muy positiva, dado que todas las materias se orientan al aprendizaje de competencias por parte del alumno y están orientadas al ejercicio profesional en el campo de la ingeniería acústica. La realización de prácticas en empresas o estancias en centros universitarios europeos y en instituciones públicas, permiten cumplir con los objetivos propuestos en el plan de estudios. Por los datos que disponemos, podemos resaltar que del 83,52% que representa la media de los egresados a lo largo del periodo evaluado, entre un 79% y un 83% de ellos, se encuentran actualmente trabajando en el campo de la Ingeniería Acústica bien por cuenta propia o por cuenta ajena. Si bien la duración del Máster condiciona negativamente la movilidad de los estudiantes (principalmente alumnos extranjeros, estos sólo representan un 7,32% del total), en relación con la posibilidad de realizar estancias en centros universitarios de la UE, participamos activamente en la red europea de estudios Superiores de Acústica denominada: “Schola” bajo el patrocinio de la European Acoustics Association EAA. Actualmente un 8,9% de nuestros

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alumnos han optado por este tipo de estancias a través de su participación en Programas Erasmus. Nuestra valoración respecto al cumplimiento del proyecto inicial, y teniendo en cuenta el desarrollo al que se ha tenido que someter el Máster en Ingeniería Acústica en nuestro País, es bastante positivo ya que los objetivos iniciales que se reflejaron en la memoria se están cumpliendo. La integración de estos estudios en la Red Europea de Estudios Superiores de Acústica denominada: “Schola” bajo el patrocinio de la European Acoustics Association EAA junto con la colaboración de la Sociedad Española de Acústica han permitido la colaboración activa con Universidades y Centros de Investigación, tanto nacionales como europeos y en estos momentos se avanza hacia la integración con los Países Iberoamericanos mediante propuestas como la Red Iberoamericana de Ingeniería Acústica.

4. CONCLUSIONES El gran interés suscitado por acceder a estos estudios y los altos ratios obtenidos durante la evolución del Máster demuestra la existencia de una especialidad desatendida en las carreras ofertadas actualmente, tal como están planteados los planes de estudios. Este interés adquiere mayor relevancia si se tiene en cuenta los problemas de movilidad vinculados a los alumnos foráneos. En este orden de cosas, y teniendo en cuenta que tradicionalmente las materias de acústica y vibraciones no se impartían en las Escuelas de Ingeniería y si se hacía lo era de una manera transversal, es llamativo que los nuevos Grados mantengan esta tendencia e incluso, en algunos casos, la hayan acentuado. Decimos esto porque estas decisiones se están tomando en un momento en que la implantación de la nueva normativa europea en materia de ruido y vibraciones tiene como consecuencia de su cumplimiento la transposición al marco legal español. De hecho estamos inmersos en un proceso en el que la gestión y control del ruido es un imperativo legal tanto en el planeamiento urbanístico, como en la construcción y la industria. La necesidad de ingenieros especializados en los campos de la acústica y la vibroacústica es un hecho que garantiza un mercado laboral a medio y largo plazo. Por ello creemos que mantener la oferta formativa de la Ingeniería Acústica es positivo y sin duda un valor añadido para aquellas Universidades que pretendan destacar en los estudios Superiores de Ingeniería. En la actualidad, estos estudios se enfrentan a graves problemas derivados de la implantación de los Másteres Universitarios como continuación de los Grados. La política de incorporar las competencias profesionales de los ingenieros en Másteres específicos obligará al alumno a cursar de manera cuasi obligatoria aquel Máster que le facilite sus competencias. Esta estrategia endogámica, no favorecerá la evolución de las ingenierías en nuestro País, tan sólo servirá para mantener la política gremialista que tanto ha caracterizado a los diferentes Colegios profesionales. Pensamos que impedir el desarrollo de políticas educativas que potencien la diversidad en el campo de las ingenierías[5] es una equivocación y en este sentido los posgrados en ingeniería acústica tienen una dificultad que sólo se soslayará si mantenemos nuestra oferta formativa al hilo de las nuevas tecnologías y dentro del Espacio Europeo de Educación Superior.

AGRADECIMIENTOS

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A la Unidad de Calidad y Evaluación de la Universidad de Cádiz, por sus inestimables aclaraciones en la aplicación de los protocolos del proceso de seguimiento del Título

REFERENCIAS [1]

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Source Book on "European Education in Noise Control Engineering"; Presentations and discussions at an ICA2007 Madrid Workshop, Spain, 2007 September 4, Prepared by Noise Control Foundation Poughkeepsie, New York, USAnoisecontrolfoundation@gmail.com Informe “Estudio sobre los requerimientos formativos de técnicos en acústica” elaborado por la SEA . En dicho estudio participaron 90 empresas del sector de la acústica en España y en él se desglosan, entre otros aspectos, cuáles son las necesidades formativas en materia de acústica más relevantes desde el punto de vista del empresario, las titulaciones de grado previas más demandadas, etc. Hernández M., Ricardo; Cueto A., José Luis; “Proyecto de diseño de Máster oficial de posgrado en ingeniería acústica”, Conferencias y comunicaciones de Tecniacústica 2005 -36º Congreso Nacional de Acústica, Encuentro Ibérico de Acústica y EAA Symposium; Terrassa, España. 19/21 Octubre 2005; Actas del Congreso y Nº especial de la Revista Acústica, Vol 36, nº 3-4, año 2005; ISSN: 0001-7884 Pilar Martínez-Jiménez, et all, “OPEE: An Outreach Project for Engineering Education” IEEE TRANSACTIONS ON EDUCATION, VOL. 53, NO. 1, FEBRUARY 2010 El Marco Europeo de Cualificaciones para el aprendizaje permanente (EQF-MEC); Luxemburgo: Oficina de Publicaciones Oficiales de las Comunidades Europeas, 2009; ISBN 978-92-79-084751 Nicole J. Kessissoglou. “Overview of a university course on acoustics and noise”JASA 2510 J. Acoust. Soc. Am. 131 (3), Pt. 2, March 2012. E. Tovar, Ed., “Building a common space for the education of engineers,” in Int. Conf. Engineering Computer Education 2005 (ICECE05), Nov. 2005, Book of Abstracts. Máster Universitario en Ingeniería Acústica - 2014/15, Escuela Superior de Ingeniería, Universidad de Cádiz. https://posgrado.uca.es/web/info_master.php?id=432&curso=2014/15 Agencia Andaluza del Conocimiento (AAC) “Guía de seguimiento de los títulos de Másteres” implantados en el marco del Real Decreto 56/2005, según el procedimiento abreviado establecido en la Resolución de 28 de octubre de 2008 del Consejo de Universidades "Protocolo para el proceso de seguimiento de títulos universitarios oficiales elaborado por la Comisión Universitaria para la regulación del Seguimiento y la Acreditación (CURSA), aprobado por el Consejo de Universidades y la Conferencia General de Política Universitaria en julio de 2010". A. T. Jeffers, A. G. Safferman, and T. I. Safferman, “Understanding K-12 engineering outreach programs,” J. Prof. Issues Eng. Educ. Pract., vol. 130, no. 2, pp. 95–108, Apr. 2004. S. Bamforth, “Engineering outreach:A guide toworking with schools,” The Higher Education Academy-Engineering Subject Centre [Online]. Available: http://www.engsc.ac.uk/downloads/scholarart/outreach.pdf. Jordi Romeu, “How can the EU Directive Boost Noise Control Education in Spain? The Present Situation” Laboratory of Acoustics and Mechanical Engineering (LEAM), Technical University of Catalonia, Spain. Source Book on "European Education in Noise Control Engineering"; pag 29, Spain, 2007 September 4, Prepared by Noise Control Foundation Poughkeepsie, New York, USAnoisecontrolfoundation@gmail.com Daniel J. Moore and David R. Voltmer “Curriculum for an Engineering Renaissance”, IEEE TRANSACTIONS ON EDUCATION, VOL. 46, NO. 4, NOVEMBER 2003

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¿Cuánta música cabe en un papel? Recuperación de audio impreso en papel común en la década de 1930. J. Petrosinoa & I. Canalisb a

Centro de Estudios y Producción Sonora y Audiovisual, Universidad Nacional de Lanús, Remedios de Escalada, Argentina, jpetrosino@unla.edu.ar b Centro de Estudios y Producción Sonora y Audiovisual, Universidad Nacional de Lanús, Remedios de Escalada, Argentina, ianicanalis@gmail.com

RESUMEN: A fines de la década de 1920, Fernando Crudo, un joven inventor argentino, desarrolló un sistema de reproducción de audio llamado Fotoliptófono. Utilizaba papel común como soporte aprovechando las técnicas de impresión de la época. Las Páginas Sonoras estaban diseñadas para ocupar el espacio completo de una hoja rectangular con tiras paralelas de oscilogramas. La calidad obtenida era comparable con otros sistemas de reproducción de ese momento. En este trabajo se describe el procedimiento utilizado para recuperar el audio registrado en los pocos originales que se conservan. Las Páginas Sonoras escaneadas fueron mejoradas con un editor de imágenes y procesadas con Matlab para obtener los archivos de audio. Se analiza además el límite que la resolución de impresión impone a la relación entre ancho de banda, rango dinámico y duración total del sonido registrado. Si bien la mayoría de las grabaciones se han perdido, fueron halladas veinticinco copias que no han sido editadas en ningún otro formato. Uno de los audios recuperados corresponde a un tango inédito de Osvaldo Fresedo que fue publicado en página completa en el diario Le Journal de París del 15 de julio de 1933.

KEYWORDS: restauración de audio, registro sonoro, oscilogramas, fonogramas, patrimonio cultural

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1. SONIDO EN PAPEL Un asombroso y poco conocido invento argentino de la primera mitad del siglo XX, el Fotoliptófono de Fernando Crudo, permitía grabar y reproducir audio impreso en papel común en forma de oscilogramas. Obtuvo patentes en más de 30 países y se mantuvo en funcionamiento durante poco más de 20 años para caer luego en el más profundo olvido sin haber logrado su objetivo de instalarse como una alternativa eficiente y económica a los modos de grabación sonora de la época (Figura 1).

Figura 1: Fotografía con fines publicitarios de un fotoliptófono reproductor Hace poco más de diez años Ianina Canalis, aún estudiante de grado, tuvo referencias sobre el Fotoliptófono a través de un docente con algún contacto indirecto con la familia del inventor. A partir de ese momento comenzó un trabajo sistemático para reunir toda la información y documentación que le permitiese reconstruir la historia de este sistema con la intención de rescatarla del olvido. Los resultados del trabajo de años de sistematización de la información disponible en patentes, cartas, escritos, registros de oscilogramas, publicaciones de la época, recortes periodísticos y entrevistas han sido ya publicados [1]. Durante los primeros diez años de desarrollo Crudo intentó instalar el fotoliptófono en el mercado, para orientar luego su uso al registro histórico de sonidos de la época y a la investigación fonoaudiológica [2]. Entre la documentación original Canalis rescató poco más de veinte “páginas sonoras” con grabaciones inéditas cuyo contenido ha permanecido oculto por décadas. Algunas de ellas en papel (formato final de distribución) y otras en celuloide (la matriz de la cual se obtenían luego las copias). En paralelo a la tarea de reconstrucción de la historia de este invento se comenzó a trabajar en la reproducción de los audios escondidos en estos registros a partir del escaneo de las páginas (de 40 cm x 50 cm). En las primeras tareas de recuperación Norberto Vicchi, estudiante de ingeniería, diseñó un software específico con el cual fue posible escuchar las primeras versiones del audio oculto en las páginas sonoras. El presente trabajo describe un nuevo proceso sistemático de recuperación del audio utilizando Matlab y un análisis de las características de duración, rango dinámico y ancho de banda de las grabaciones originales del Fotoliptófono así como de las restricciones impuestas

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que el papel y las técnicas de impresión imponen entre estas variables en un hipotético caso general de fonografía impresa.

2. RECUPERACIÓN DEL AUDIO 2.1 Características técnicas de las páginas sonoras rectangulares Las páginas sonoras que se han procesado tienen forma rectangular con 50 cm de base por 40 cm de altura. La información de audio está organizada en bandas de 1,5 mm a 2 mm de ancho que se distribuyen en forma paralela a lo largo de la base del rectángulo y se encuentran ligeramente inclinadas respecto de los márgenes para permitir formar una hélice continua al enrollar la hoja de papel en un cilindro. Esta banda helicoidal continua mantiene semejanzas con la banda de audio utilizada en el cine sonoro y permite registros de unos 4 minutos dependiendo de la velocidad de rotación del cilindro. Crudo realizó registros utilizando distintas posibilidades de representar el audio dentro de cada banda, de modo semejante a lo que se utilizó en el cine sonoro. Si bien Crudo experimentó con páginas que utilizan el sistema de densidad variable, la mayoría poseen ancho variable, algunas simétricas y otras asimétricas (Figura 2).

Figura 2: Fragmento de una página sonora de ancho variable asimétrico Algunos de los originales se conservan en papel de periódico o revista, algunos en papel ilustración y otros en celuloide. La calidad del audio recuperado depende del tipo de soporte utilizado, siendo el papel de periódico el de peor calidad (Figura 3).

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Figura 3: Oscilograma en papel de periódico visto al microscopio Uno de los originales más interesantes desde el punto de vista histórico y desde el desafío técnico que representa se encuentra impreso a página completa en un ejemplar de Le Journal de Paris del 15 de julio de 1933 (Figura 4). Esta página contiene el audio del tango Bésame Otra vez en la versión de Osvaldo Fresedo, reconocido director argentino de orquesta de tango.

Figura 4: Facsímil de un oscilograma impreso en un diario francés

Todas las grabaciones del fotoliptófono eran realizadas en estudio propio. En el caso particular de este tango, se trata de una versión inédita. Los diversos registros de la

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discografía completa de Fresedo no lo incluyen, lo que vuelve particularmente interesante el trabajo de recuperación de dicho audio. El único original que se conserva posee una etiqueta pegada con información de la portada del periódico, que atraviesa más del 70% de las pistas, complicando la recuperación del sonido impreso (Figura 5).

Figura 5: Página del diario conservado con sectores de pistas inutilizadas.

2.2 Proceso de recuperación del audio de las páginas sonoras Las páginas fueron escaneadas en 2400 dpi (pixeles por pulgada). Los archivos obtenidos fueron guardados evitando pérdidas por compresión, ya que los pequeños detalles que podrían pasar visualmente desapercibidos, pueden contener información de audio relevante. El archivo conteniendo la imagen de los oscilogramas se procesó por medio de un programa que recorre las pistas en forma secuencial contabilizando la cantidad de puntos claros y oscuros en cada instante y generando un archivo de audio con la información temporal generada (Figura 6).

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Figura 6: Proceso de generación del valor instantáneo de audio a partir de la imagen Las imágenes escaneadas presentan algunos desafíos técnicos. El primero es que las pistas de 50 cm de largo por 1,5 cm de ancho no resultan completamente rectas, en parte por la natural deformación del papel de periódico y en parte por posibles alinealidades en el proceso de digitalización de las imágenes. Estos mismos problemas daban lugar a que las pistas en la imagen no tuviesen todas exactamente el mismo ancho (en pixeles). El segundo desafío se debe a que existen zonas con información que se ha perdido por diversos motivos (equivalentes a los dropout en cintas magnéticas). Atendiendo al primero de los desafíos, las versiones iniciales de software desarrolladas por Vicchi realizaban un seguimiento automático de las pistas ante la complejidad de predeterminar una ruta de seguimiento, detectando las zonas de contraste y ajustando el recorrido con esa información. Este método nos permitió obtener las versiones preliminares del audio contenido en las páginas sonoras. Sin embargo, el comportamiento del programa ante los dropout podía resultar incierto. En el caso del tango de Fresedo, la existencia de la etiqueta vuelv prácticamente imposible seguir las pistas en forma automática. El proceso que actualmente estamos siguiendo consta de dos etapas. En una primera etapa se convierte la imagen digitalizada inicial en una nueva imagen estándar (horizontalizada), mientras que la segunda etapa parte de esta nueva imagen para obtener el audio. La imagen horizontalizada contiene la misma información pero organizada en pistas perfectamente horizontales, todas con el mismo ancho (Figura 7).

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Figura 7: Etapa de conversión de la imagen original en una versión horizontalizada Para conseguir "horizontalizar" la imagen es necesario realizar primero un análisis visual de la imagen original marcando y anotando puntos clave a lo largo de cada pista, por ejemplo cada 2000 pixeles, que luego servirán de guía en el proceso de lectura de la información de audio. La tabla con estos puntos clave se guardan en un archivo Excel que luego se utilizará como referencia para recorrer las pistas en forma automática desde el Matlab. A partir de las imágenes horizontalizadas resulta sencillo recorrerlas en secuencia para obtener el archivo de audio. El proceso organizado en dos etapas es más laborioso pero otorga una ventaja que consideramos importante para la tarea de recuperación: permite identificar de manera muy sencilla cada pista con su equivalente en el archivo de audio (Figura 8), ya que al horizontalizar todas las pistas tienen exactamente el mismo largo (el proceso se encarga de estirar o completar la información si una pista termina con algunos pixeles de menos).

Figura 8: Cada pista de la imagen se relaciona con sectores específicos del archivo de audio El proceso de restauración de las imágenes también resulta beneficiado por el nuevo método en dos etapas. Con el método automático, cualquier alteración en el brillo o corrección de algún dropout en la imagen puede dar lugar a que el software modifique el modo en que recorre las pistas. En el sistema manual en dos etapas los procesos de retoque de las imágenes se realizan sobre la imagen horizontalizada por lo que los recorridos de pistas no se alteran (Figura 9).

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Figura 9: Restauración de la imagen horizontalizada

En la recuperación del tango de Fresedo, fue necesario tambien suplir la información faltante debida a la etiqueta. En este caso se trata de una ausencia de algunas decenas de milisegundos que se repiten aproximadamente una vez por segundo. Para la recuperación se realizó una copia de las muestras inmediatamente anteriores a la aparición de las franjas de la etiqueta que se pegaron para cubrir los faltantes.

2.3 Límites de rango dinámico y respuesta en frecuencia Las características técnicas de la impresión y el tamaño de la hoja de papel imponen restricciones en la relación entre rango dinámico, duración y ancho de banda. El rango dinámico puede calcularse en función de la cantidad de pixeles que se asignen al ancho de pista (A) según la Ecuación (1): A= 10

RD/20

pixeles

(1)

Dada una hoja de base (b) por altura (h), ambas expresadas en centímetros, es posible obtener una relación simple entre estas dimensiones y la cantidad de puntos totales a partir de conocer la resolución en dpi (dots per inches) de la imagen. Lb = b.dpi/2.54 (Número total de puntos correspondientes al largo de la base) Lh = h.dpi/2.54 (Número total de puntos correspondientes al largo de la altura)

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La longitud total en muestras del archivo de audio en puntos (L) puede obtenerse multiplicando la longitud de cada pista (Lb) con la cantidad de pistas (np). La Ecuación (2) establece la relación para una hoja que tiene una base de largo Lb y una altura de largo Lh. np = Lh/A y L = Lb.Lh/A por lo tanto Lb.Lh = L.A

(2)

La duración total en segundos (T) dependerá de la frecuencia de muestreo en Hz (fM), relacionándose con la longitud total de muestras (L) según la Ecuación (3). L = T.fM

(3)

De las Ecuaciones (1), (2) y (3) es posible obtener una relación simple entre frecuencia de muestreo (fM), ancho de pista (A) y frecuencia de muestreo (fM) tal como se expresa en la Ecuación (4) T.fM.A = Lb.Lh = constante T.fM. 10

RD/20

= Lb.Lh = constante

(4)

Tomando como ejempo algunos valores típicos de datos de impresión b = 50 cm h = 40 cm resolución = 1200 dpi y suponiendo que se busca un rango dinámico de 46 dB y frecuencia de muestreo de 20 KHz Lb = 23 622 pixeles Lh = 18 898 pixeles La duración total posible será entonces de T = 112 segundos

3. DISCUSIÓN Mediante el procedimiento mencionado ha sido posible recuperar el audio impreso en el periódico francés de 1933. Los primeros segundos de la grabación restaurada incluyen a un locutor que menciona al fotoliptófono y anuncia que se esuchará a continuación el tango Bésame Otra Vez interpretado por Osvaldo Fresedo y su orquesta. El trabajo de recuperación de las muestras de audio disponibles ha sido fundamentalmente interdisciplinario. Tenemos la intención de rescatar el audio de todas las

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páginas sonoras que se han conservado y de editarlas como documento histórico, además de difundir la documentación hallada por todos los medios disponibles. No podemos dejar de expresar nuestra sorpresa por la desaparición casi completa de un sistema tan original que se mantuvo activo durante un par de décadas, la primera de las cuales buscó un impacto comercial que jamás fue alcanzado, para dedicarse luego durante la segunda a la conservación histórica de música y discursos, y a la investigación fonoaudiológica. ¿Cómo es posible que un sistema tan prometedor no haya logrado instalarse en el mercado? ¿Cómo es posible que haya desaparecido de la memoria popular en forma completa? Si sólo recordamos los desarrollos que han tenido éxito podríamos perdernos valiosas lecciones sobre el modo en que las innovaciones pueden convertirse en verdaderas revoluciones.

6. AGRADECIMENTOS Se agradece a Fernando Crudo (h) y familia, Norberto Vicchi, Georgina Lizaso, Estefanía Bergaglio, Nicolás Casais y Andres Bonino.

REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS [1] Canalis, I. El fotoliptófono y sus páginas sonoras en la Argentina del ‘30, en Escritos sobre Audiovisión, Vol. 4, pp. 151-166, EdUnla, Remedios de Escalada (2010) [2] Canalis, I. & Petrosino, J., ¿Cuánta música cabe en una página de periódico? Sonido impreso en papel a principios del siglo XX, Question, Vol. 1 (42), pp. 260-284 (2014) http://perio.unlp.edu.ar/ojs/index.php/question/article/view/2138/1911

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Estudio Dinámico de Parámetros de Filtrado Inverso para el Seguimiento Ambulatorio de la Función Vocal V. Espinozaa,b & M. Zañartua a

Departamento de Electrónica, Universidad Técnica Federico Santa María, Avenida España 1680, Valparaíso, Chile, vespinozac@gmail.com b Departamento de Música y Sonología, Facultad de Artes, Universidad de Chile, Compañía 1264 Santiago, Chile.

RESUMEN: El monitoreo ambulatorio de voz es una de las nuevas herramientas en desarrollo que tiene el potencial de mejorar el diagnóstico, seguimiento y tratamiento de patologías en las cuerdas vocales. En este contexto, un dispositivo prototipo llamado Voice Health Monitor (VHM), el cual consiste en un acelerómetro adosado a la piel del cuello y un teléfono móvil tipo smartphone, permite almacenar la señal de aceleración durante múltiples jornadas de uso vocal. Un algoritmo de procesamiento digital de señales llamado “Impedance Based Inverse Filtering” (IBIF), permite estimar el flujo de aire en la glotis a partir de la señal de aceleración del cuello usando parámetros específicos para cada paciente. La eficacia de IBIF a sido demostrada con vocales sostenidas, monotónicas y niveles de presión moderados, lo que constituye un escenario de prueba estático. En el contexto de seguimiento ambulatorio, la voz es dinámica, producto de una constante articulación y uso normal. Hasta la fecha no existe una validación de los parámetros IBIF para este tipo de escenarios. Como primer acercamiento al problema, se diseña un experimento consistente en la grabación de vocales sostenidas y lectura de párrafos fonéticamente balanceados para varios sujetos en diferentes esfuerzos vocales. Se analiza el comportamiento de los parámetros IBIF junto a parámetros vocales objetivos (AC flow, MFDR), presentando análisis estadísticos, y comparando los escenarios estáticos y dinámicos. Los resultados muestran que la estimación más confiable continua siendo aquella obtenida para una vocal sostenida /a/ producida a una sonoridad normal ya que en los otros casos estudiados existe un importante grado de variabilidad en los parámetros IBIF, los cuales sugieren un estudio más detallado del comportamiento del modelo IBIF.

KEYWORDS: Voz, ambulatorio, filtrado inverso, patologías.

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1. INTRODUCCIÓN Las patologías vocales son un problema de salud de creciente interés en nuestra sociedad. En USA afecta a cerca del 6.6% de la población activa y en Chile se han realizados estudios sobre grupos específicos de población (profesores) con más de un 50% de prevalencia de patologías vocales [1]. Una de las razones que provocan estas patologías, es el mal uso de la voz desde un punto de vista funcional, es decir, el funcionamiento normal y equilibrado de la voz de una persona se ve alterado provocando esfuerzos que afectan principalmente los pliegues vocales. Esta alteración al estado de la voz, es conocida como hiperfuncionalidad [2] y esta asociada a una serie de patologías recurrentes en pacientes con diagnóstico patológico positivo. Uno de los posibles caminos para abordar esta problemática es a través del estudio físico-acústico de la voz, por medio de mediciones con bio-sensores. [3]. En la actualidad, es posible determinar el flujo glotal partir de la interacción entre modelos vibro-acústicos de la piel, traquea, pulmones y tracto vocal mediante métodos de filtrado inverso que permiten estimar este flujo glotal para cada paciente. Este enfoque permite determinar parámetros objetivos de la función vocal a través de mediciones vibroacústicas y protocolos de evaluación clínica. Los parámetros objetivos de la voz como MFDR, AC-flow, H1H2, HRF, OQ, SQ, CP, CPP [2] entre otros, contribuyen en la evaluación clínica de la voz de un paciente. Sin embargo, estos métodos de evaluación solo han sido validados en un escenario de uso vocal estático, es decir, a través de pruebas con vocales sostenidas y monotónicas. En contraste, el uso normal de voz se entiende como la fonación continua, dinámica y articulada de fonemas en un contexto de comunicación verbal propio de cada individuo. Multiples mecanismos se activan cuando utilizamos nuestra voz, por ejemplo, la posición de la laringe, las propiedades bio-mecánicas de la piel del cuello, la co-articulación, la configuración de las cuerdas vocales, afecta a todo el sistema fonatorio cercano. Este último escenario es el más representativo para determinar condiciones de uso de la voz: misma condición, que en general, determina la causa de varias patologías (como pólipos o nódulos) asociadas al uso inadecuado de la voz que provoca la mencionada hiperfuncionalidad vocal. En las siguientes secciones se explicarán los aspectos básicos del monitoreo ambulatorio, filtrado inverso, experimentos y métodos empleados, junto a resultados y conclusiones de este trabajo preliminar.

2. MONITOREO AMBULATORIO DE VOZ Uno de los problemas con mejorar la condición vocal de los pacientes es la imposibilidad practica de llevar a cabo un seguimiento diario de la función vocal, por ejemplo, dentro de la jornada de trabajo de un profesor. El monitoreo ambulatorio es una tecnología de seguimiento de signos vitales mediante bio-sensores para pacientes que necesitan una evaluación sintomática durante su jornada de actividades, que permita extraer información de relevancia clínica con el objetivo de contribuir a un mayor grado de certeza en la evaluación de la condición de salud del paciente tratado. Un dispositivo prototipo reciente, llamado Voice Health Monitor (VHM) [4] (mostrado en la figura 1), presenta ventajas comparativamente superiores a los esfuerzos anteriores [4]. Este consiste de un acelerómetro adosado a la piel del cuello y un teléfono móvil tipo smartphone, en conjunto con un software dedicado en sistema operativo Android, que permite almacenar, transmitir y procesar datos durante múltiples jornadas de uso vocal de un paciente, el cual permite incorporar el monitoreo en tiempo real y proveer de bio-feedback que permita al paciente modificar su comportamiento vocal con el fin de reducir el impacto de daño en las cuerdas vocales. La actual etapa de

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desarrollo de este dispositivo se encuentra en la implementación de un algoritmo de estimación del flujo glotal con la aceleración de la piel del cuello sobre la clavícula usando técnicas de filtrado inverso sub-glotal. Mediante un modelo mecano-acústico se realiza el ajuste y calibrado de parámetros por medio de una estimación de flujo oral usando un dispositivo conocido como máscara de Rothenberg (ver detalles en sección 3).

Figura 1: Voice Health Monitor (VHM)

3. FILTRADO INVERSO 3.1 Filtrado Supra-glotal: Tracto Vocal El flujo glotal es el flujo aerodinámico producido por la interacción del flujo estático proveniente de los pulmones, la interacción mecánica de las cuerdas vocales con este y la presión acústica en la glotis, los cuales provocan una oscilación auto-sostenida [5] de las cuerdas vocales. La forma más eficiente de medir el flujo glotal es a través de la medición de flujo oral usando un sensor de flujo aerodinámico por medio de la máscara de Rothenberg [6] (dispositivo sostenido por la persona en la figura 2).

Figura 2: Ubicación de sensores. Usados en este trabajo son: FLO (flujo oral) y ACC. Para contrarrestar los efectos del tracto vocal se estima un filtro inverso de polos conjugados [14] basado en una serie de tubos concatenados de sección variable con un extremo cerrado (en la glotis) y el otro abierto (boca) [7], como es ilustrado en la figura 3.

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El ajuste de la frecuencia central del filtro se realiza usando un criterio de mínimo ripple en la forma de onda glotal. Con miras a automatizar el proceso de filtrado para la condición de mínimo ripple [2] se propone la minimización de la ecuación 1 (1) donde

es la diferencia de segundo orden hacia adelante de la

secuencia de flujo glotal ya filtrada ,y y son el índice muestral y la longitud del cuadro. Una ilustración del resultado del método es mostrado en la figura 4.

Figura 3: Representación de tubos concatenados del tracto vocal (Titze, 1994)

Figura 4: Estimación flujo glotal 3.2 Filtrado Sub-glotal: Tracto Traqueo-bronquial El filtrado inverso sub-glotal considera un modelo de sistemas acústicos y mecánicos interconectados, ilustrado en la figura 5a. Un algoritmo de procesamiento digital de señales llamado Impedance-based inverse filtering (IBIF) [9] es empleado y descrito como un circuito eléctrico equivalente interconectado entre los sistemas acústicos sub1 y sub2

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(ubicados por encima y por debajo de la localización del acelerómetro en la traquea) y el sistema mecánico representado por la impedancia de carga de la piel del cuello

, que

incluyen la carga del acelerómetro . Para el sistema sub2 se emplea un modelo físico-acústico del tracto traqueo-bronquial [8], para el sistema sub1 un modelo de linea transmisión [9] y para la impedancia de carga de la piel un modelo equivalente mecánico LCR, los cuales se consolidan en la ecuación 2, (2) donde (3) y (4) representa la transformada inversa de Fourier, por medio de la aceleración sobre el cuello

,

la estimación del flujo glotal la transferencia para sub1, y

la resistencia, masa, rigidez mecánica, masa del sensor y área de contacto del sensor. El término que acompaña

es el filtro inverso IBIF.

Figura 5: Representación del sistema sub-glotal: (a) posición del acelerómetro y los subsistemas sub1 y sub2. (b) Analogía mecano-acústica del sistema sub-glotal incluyendo la impedancia de carga de la piel. Se debe determinar entonces los parámetros del modelo IBIF, por medio de factores de escala Q1, Q2 y Q3 , los cuales se indican en la ecuaciones: (5) (6) (7)

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donde los valores numéricos son valores medios de cada parámetro. Los parámetros Q son específicos de cada paciente y son previamente calibrados y determinados en laboratorio. El método de búsqueda de estos factores es por medio del algoritmo Particle Swarm Optimization (PSO) [10], donde funcional de error propuesto es MSE= ( Δ ũ g −Δ û g ) 2

(8)

donde es el flujo estimado a partir del flujo oral con la máscara de Rothenberg, usando la técnica de filtrado inverso descrito en la sección 3.1. Δ representa la diferencia finita entre muestras. Para los resultados presentados en las secciones siguientes, se limita el rango de búsqueda de los parámetros Q al intervalo [0.1, 10].

4. PARÁMETROS Del impulso glotal estimado, dos parámetros de relevancia clínica son obtenidos. El ACflow es la parte modulada del flujo glotal que refleja indirectamente la amplitud de la vibración de las cuerdas vocales. El MFDR (maximum flow declination rate), se obtiene a partir del pico negativo de la primera derivada de la onda glotal. Esta medida se considera una estimación indirecta de la máxima velocidad de cierre de las cuerdas vocales relacionado a su vez con las fuerzas de colisión entre cuerdas vocales. En la figura 6 se ilustran las medidas asociadas a los parámetros: AC flow (1), MFDR (2). Las unidades físicas de AC-flow y MFDR son [litros/s] y [litros/ s²], respectivamente. a)

1 1

b) 2

Figura 6: a) impulso glotal mostrando el parámetro AC-flow. b) primera derivada del impulso glotal mostrando el parámetro MFDR.

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5. EXPERIMENTOS Y MÉTODOS La toma de muestras fue realizada en el Kenneth N. Stevens Voice Processing Laboratory de la Universidad Técnica Federico Santa María. El equipamiento utilizado consiste en un a máscara neumatográfica circunferencialmente ventilada modelo MA-1L y un sensor de flujo oral con su correspondiente unidad pre-amplificadora modelo MS-100A2 , de la empresa Glottal Enterprise. La señal de aceleración fue capturada mediante un acelerómetro Knowles modelo BU-7135 , conectado a un circuito pre-amplificador. Las dos señales, flujo oral y aceleración son grabadas simultáneamente mediante una adquisidora de datos National Instruments con software LabView. Grabadas las señales, se procede a un proceso de calibración, sincronización y edición separando las señales de interés para posterior procesamiento y análisis. Para los experimentos, se ejecutan vocales sostenidas /a/, /i/, /u/ representando los extremos del triangulo vocálico, a diferentes esfuerzos fonatorios (suave, normal, y fuerte), y un párrafo fonéticamente balanceado, para tres voces femeninas normales. Para cada gesto y sonoridad usada se determina el filtro inverso oral (vistos en sección 3.1) y los parámetros IBIF (vistos en sección 3.2). El análisis es realizado en cuadros de 512 muestras no traslapadas con ventana cuadrada, considerando la porción media para la extracción de los parámetros, para así evitar problemas producidos por discontinuidades en los extremos del cuadro, a una frecuencia de muestreo de 8 kHz y 24 bits. Un filtro pasabajos de fase-cero y frecuencia de corte de 1 kHz es aplicado antes del análisis con el fin de eliminar la influecias de formantes sobre la frecuencia de corte. Un análisis básico de la variación de IBIF es también presentado con el fin de determinar la sensibilidad de los parámetros Q, y se verifica que los valores MFDR y AC-flow estén dentro de los rangos de otros estudios.

6. RESULTADOS Inherente a la automatización en la medición de parámetros, errores en la estimación pueden ocurrir. Considerando que el flujo oral está correctamente realizado, hemos descartado los datos referente a los parámetros Q donde el error normalizado mayor al 10% respecto al MFDR del flujo, es superado [9]. Suponemos que los errores mayores a 10% son producto de un inadecuado filtrado inverso de IBIF (PSO no alcanza a estimar dentro del número de iteraciones predeterminada), la minimización del ripple no es robusta o posiblemente la señal intra-cuadro es poco estacionaria para el análisis. A modo de verificación en la calidad de los parámetro medidos, se presentan en tabla 2, los valores medios y desviación standard para AC-flow y MFDR extraídos de los párrafos fonéticamente balanceados con ambas técnicas de filtrado inverso: oral(flujo) e IBIF(acelerómetro). Comparado con datos publicados en [9] y [11] para esfuerzo normal en vocal /a/, los presentados aquí se encuentran en rangos similares, tanto para la media como para la desviación standard. Tabla 2: Estadísticas parámetros vocales de párrafo

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6.1 Sensibilidad parámetros Q. Es de interés analizar la variación de los parámetros Q versus IBIF. Se implementa el modelo IBIF y se calcula el rango de la desviación máxima sobre un set de curvas de la respuesta de frecuencia de IBIF en dB, para ±1 orden de magnitud (de 0.1 a 10) de los valores Q y frecuencias entre 0.1 a 1kHz. El rango de variación para la respuesta de frecuencia de IBIF para Q1 es de 13 dB, para Q2 de 16 dB y Q3 de 3 dB, aproximadamente. Este resultado nos indica que errores en la estimación de Q1 y Q2 son más sensibles que Q3, sin embargo, precaución se debe tener con estas variaciones debido a la complejidad de la impedancia subglotal [6]. 6.2 Análisis estático Para vocales sostenidas los resultados de los parámetros Q se muestran en la Tabla 3. Los valores no presentes en algunas celdas de la tabla fueron descartados por presentar un error normalizado mayor al 10% como fue mencionado. Los datos indican que: 1) Para distintos esfuerzos vocales los valores Q para la misma persona varían: misma observación para distintas vocales. 2) La vocal /a/ presenta mayor robustez como señal de referencia para la extracción de parámetros vocales: fue menos descartada que las otras vocales. Sin embargo es posible obtener algunos resultados para otras vocales, pero, en general, las variaciones entre esfuerzos son mayores que para la vocal /a/. 3) No es posible determinar una tendencia clara en la relación vocal-esfuerzo-Q. Esto sugiere reemplazar esfuerzo por alguna medida de energía fonatoria. Tabla 3: Parámetros Q para distintas vocales, sujetos y esfuerzos.

6.3 Análisis dinámico Para el análisis dinámico, los parámetros Q se relacionan con los parámetros vocales ACflow y MFDR. Para observar tendencia en la nube de datos, se estima una regresión lineal robusta [12], la cual es menos sensible a outliers o eventos esporádicos de la muestra, que ya sido usada en un contexto similar en [13] por los autores. En la figura 7, es interesante notar que los parámetros Q son dependientes de la intensidad de cada parámetro, debido a que algunos presentan pendientes positivas o negativas, o dicho de otra forma, no son constantes. Sin embargo, no es posible concluir si esta tendencia es significativa del punto de vista estadístico, y se plantea como un trabajo a futuro a realizar. Otra observación es que para los parámetros Q1 y Q2 los datos son menos dispersos que para Q3, el cual guarda relación con el análisis teórico realizado en la sección 5.1. Los parámetros AC-flow y MFDR presentan tendencias similares para los sets de parámetros Q, indicando algún grado de correlación entre ambos debido a que la primera derivada contiene impicitamente la amplitud de la señal también, la cual está directamente relacionada con AC-flow. Los valores medios y desviación standard para cada sujeto son presentados en la tabla 4. Comparados con los valores para la vocal /a/ en la tabla 3, presentan similitudes para los esfuerzos suave, normal y fuerte para los

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sujetos 1, 2 y 3, respectivamente. En otros casos se presentan diferencias que deben ser validadas objetivamente con la realización de pruebas estadísticas. Tabla 4: Parámetros Q para cada sujeto en párrafo.

a) b) Figura 7: a) Parámetros Q para MFDR por sujeto. b) Parámetros Q para AC-flow por sujeto.

7. CONCLUSIONES Se ha presentado un estudio preliminar del modelo IBIF a diferentes esfuerzos vocales, para diferentes vocales y párrafo fonéticamente balanceado. Los datos entregan indicios que estos parámetros son variables para distintos esfuerzos sonoros y vocales en un análisis de fonación estática. Para el análisis dinámico, el control de las variables es más complejo y solo se limito al análisis de parámetros Q, AC flow y MFDR, el cual muestra también variabilidad, sin embargo, mayor análisis estadístico es propuesto realizar para futuras mejoras en estos análisis. La presentación de regresiones lineales está relacionada a la perspectiva de desarrollo de un modelo de datos que permita implementar la estimación de flujo glotal en tiempo real en el sistema VHM, posibilitando incorporar bio-feedback, con el costo a pagar de menor precisión en la estimación de parámetros a través del acelerómetro, versus el costo computacional de PSO. Una observación importante es que la estimación más confiable

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continua siendo aquella obtenida para una vocal sostenida /a/ producida a una sonoridad normal, la cual se muestra comparativamente similar a los resultados expuestos en la tabla 4 para análisis dinámico. Por otro lado, aún no es posible concluir respecto a la certeza del proceso de filtrado inverso. Para incorporar mayor robustez en las técnicas de filtrado inverso es necesario controlar mejor las condiciones de medición. El uso de modelos numéricos de cuerdas vocales [3,5,15], ha demostrado utilidad para modelar una señal de flujo glotal teórica de referencia para la evaluación de las técnicas de filtrado inverso, y tienen la flexibilidad de poder controlar sus parámetros y así simular condiciones específicas de la función vocal, como por ejemplo, asimetría de las cuerdas, cierre glotal incompleto, parálisis de cuerdas, entre otras. Modelar voz hablada es el siguiente paso en la simulación numérica como referencia en para la calidad de los métodos de filtrado inverso.

8. AGRADECIMENTOS Este trabajo es financiado parcialmente por CONICYT-Chile, FONDECYT 11110147.

REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS [1] Claudia Morales. ¿De qué se enferman las trabajadoras chilenas? Ciencia y Trabajo, 2007. [2] R. E Hillman, E. B. Holmberg, J. S. Perkell, M. Walsh, and C. Vaughan. Objective assessment of vocal hyperfunction: An experimental framework and initial results. J. Speech Hear. Res., 1989. [3] M. Zañartu. Acoustic Coupling in Phonation and its Effect on Inverse Filtering of Oral Airflow and Neck Surface Acceleration. PhD thesis, Purdue University, West Lafayette, IN, 2010. [4] D. D. Mehta, M. Zañartu, S. W. Feng, H. A. Cheyne, and R. E. Hillman. Mobile voice health monitoring using a wearable accelerometer sensor and a smartphone platform. Biomedical Engineering, IEEE Transactions on, 59(11):3090–3096, Nov 2012. [5] J. L. Flanagan. Speech Analysis Synthesis and Perception. Springer-Verlag, 1972. [6] M. Rothenberg. A new inverse filtering technique for deriving the glottal air flow waveform during voicing. The Journal of the Acoustical Society of America, 53(6):1632–1645, 1973. [7] I. R. Titze. Principles of Voice Production. Prentice Hall, 1994. [8] J. C. Ho, M. Zañartu, and G. R. Wodicka. An anatomically based, time-domain acoustic model of the subglottal system for speech production. J. Acoust. Soc. Am., 129(3):1531–1547, 2011. [9] M. Zañartu, J.C. Ho, D.D. Mehta, R.E. Hillman, and G.R. Wodicka. Subglottal impedancebased inverse filtering of voiced sounds using neck surface acceleration. Audio, Speech, and Language Processing, IEEE Transactions on, 21(9):1929–1939, Sept 2013. [10] J. Kennedy and R. Eberhart. Particle swarm optimization. In Neural Networks, 1995. Proceedings., IEEE International Conference on, volume 4, pages 1942–1948 vol.4, Nov 1995. [11] Holmberg et al. , Relationships Between Intra-Speaker Variation in Aerodynamic Measures of Voice Production and Variation in SPL Across Repeated Recordings, Journal of Speech and Hearing Research, Volume 37, 484-495, June 1994. [12] Maronna, R. , Martin, R. , Yohai, V. , Robust Statistics: Theory and Methods. Wiley , 2006 [13] Zañartu, M.; Espinoza, V.; Mehta, D.; Van Stan ,J.; Cheyne II, H.; Ghassemi, M.; Guttag, J.; and Hillman, R. (2013), "Toward an Objetive Aerodynamic Assessment of Vocal Hyperfunction using a Voice Health Monitor". 8th International Workshop on Models and Analysis of Vocal Emissions for Biomedical Applications, MAVEBA 2013, December 16 - 18 2013, Firenze, Italy. [14] Daryush D. Mehta, Daniel Rudoy, and Patrick J. Wolfe. Kalman-based autoregressive moving average modeling and inference for formant and antiformant trackinga). The Journal of the Acoustical Society of America, 132(3):1732–1746, 2012. [15] Zañartu et. al., Modeling incomplete glottal closure due to a posterior glottal opening and its effects on the dynamics of the vocal folds, Proceedings of Meetings on Acoustics, 19, 060239 (2013).

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Análise experimental e numérica dos modos simétricos de um escoamento excitado acusticamente R.B. de Moraesa, R.E. Musafira a

Programa de Engenharia Mecânica, COPPE/UFRJ,Rio de Janeiro, Brasil

RESUMO: Em geral, os modelos para oscilações transversais e longitudinais de escoamentos são baseadas na análise linear de instabilidade do jato descrita por Rayleigh. Estes modelos apresentam alguns pontos fracos quando aplicados à modelagem de instrumentos da família da flauta, como as perturbações iniciais induzidas por velocidades acústicas transversais e/ou longitudinais. Com o objetivo de compreender melhor o desenvolvimento dessas perturbações, investigou-se experimentalmente o movimento da coluna de um jato na presença de seus modos simétricos, produzidos por perturbações acústicas longitudinais geradas por um alto-falante. O comportamento do jato foi analisado através da visualização do escoamento e posterior processamento de imagens. Os resultados obtidos a partir da análise dos dados experimentais foram comparados com os obtidos através da solução numérica também desenvolvida.

KEYWORDS: Visualização de escoamentos. Perturbação longitudinal do escoamento. Modos varicose. Processamento de imagens.

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1. INTRODUÇÃO Instrumentos da família da flauta compartilham um princípio de funcionamento que consiste da emissão de um escoamento instável a partir ou de um canal ou dos lábios do instrumentista. O escoamento flui na direção de uma borda afiada chamada de “labium”. O campo acústico devido à presença do ressonador desencadeia a instabilidade do escoamento e, então, o jato oscila na freqüência do campo acústico. A interação deste escoamento perturbado com a borda fornece a energia acústica necessária para sustentar a oscilação acústica no tubo (Fabre & Hirschberg [1]). Vale ressaltar que a maioria dos modelos para as oscilações do escoamento nos instrumentos de sopro como as flautas são baseadas na abordagem linear de Rayleigh [2]. Este trabalho apresenta resultados experimentais sobre a influência da amplitude de excitação acústica no comportamento do jato, mais especificamente dos modos simétricos (varicose) de perturbação do mesmo. A investigação foi realizada usando uma técnica não invasiva com base na análise de imagens obtidas na visualização do escoamento através do método de Schlieren (Merzkirch [3]).

2. OSCILAÇÃO DO JATO Um escoamento submetido a campo acústico imposto longitudinalmente oscila na freqüência da excitação deste. O deslocamento longitudinal do jato é muito pequeno na saída do tubo, crescendo lentamente com a distância, até o ponto onde o escoamento “se enrola sobre si mesmo” e então finalmente quebra-se em vórtices, antes de se tornar totalmente turbulento como mostrado na Figura 1.

Figura 1: Escoamento com perturbação acústica longitudinal do tipo varicose Dependendo das propriedades de simetria das perturbações em ambas as camadas limites de um jato plano, a oscilação do jato pode ser senoidal (antissimétrica) ou do tipo varicose (simétrica). Oscilações senoidais são caracterizadas por um deslocamento longitudinal do jato, enquanto oscilações do tipo varicose correspondem a uma oscilação da espessura do jato (Mattingly & Criminale [4]). É importante ressaltar que o problema da determinação da amplitude da excitação na saída do canal (x = 0), ou a resposta do jato à perturbação acústica, não possui ainda uma descrição plenamente adequada para o caso dos modos varicose. A oscilação do jato pode ser descrito por dois modelos: um modelo linear (Mattingly & Criminale [4]) ou o modelo de Holger et al [5], que considera uma trilha de vórtices (vortex street). No presente trabalho, o modelo linear será focado.

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3. TEORIA LINEAR Devido à instabilidade intrínseca do jato, a oscilação é amplificada enquanto o escoamento desenvolve-se à jusante. No modelo linear, considera-se uma perturbação descrita pela função do escoamento (bidimensional) ψ:

ψ ( x, t ) = ϕ ( y )e j ( ωt − kx )

(1)

onde ϕ é a amplitude complexa de deslocamento, ω a freqüência angular, t é o tempo, k é o número de onda complexo (k = kr + ki) e x e y são respectivamente as coordenadas horizontal e vertical. A velocidade de convecção da perturbação corresponde a cp = ω/kr, enquanto que a amplificação espacial é obtida através do coeficiente ki. A fim de se calcular a espessura longitudinal do jato a uma distância x da saída do canal, precisa-se integrar, ao longo da trajetória da partícula, a partir da saída do canal até sua posição atual, a velocidade longitudinal. Esta velocidade longitudinal é a soma da velocidade acústica e da velocidade da onda de instabilidade, calculada pela diferenciação da função de escoamento, isto é, dϕ/dx (Prandtl & Tietjens [6]). Mattingly & Criminale [4] partiram da equação de Rayleigh para analisar os modos de perturbação de um jato oscilante:

[v' ' ( y ) − k ²v( y )] −

[U ' ' ( y )v( y )] =0 [U ( y ) − c]

(2)

onde U(y) é o perfil de velocidade do escoamento, v(y) é a velocidade da perturbação longitudinal e c é a velocidade de fase (complexa), tal que c = ω / k. Para os modos simétricos, as condições iniciais são v(0) = 0 e v'(0) = 1. 3.1. Método Numérico Segundo Ségoufin et al [7], para o canal de saída utilizado no presente experimento (conforme descrito na seção a seguir) – curto com saída chanfrada a 45º –, aproxima-se o perfil de velocidade como de um tipo Bickley (U(y) = Ubsech²(y/b)n), conforme mostrado na Figura 2.

Figura 2: Perfil de velocidade do tipo Bickley (n = 1, 2, 3)

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O método numérico de Rung-Kutta / Nyström foi então usado para determinar quais são os valores de k e ω que melhor resolvem a Equação (2) acima. Na Figura 3 é apresentado o gráfico encontrado através deste método numérico que relaciona o coeficiente de amplificação ki e o coeficiente kr (relacionado à velocidade de convecção cp) em função do número de Strouhal “angular” de Mattingly & Criminale [4]: ωr = 2π Str.

(a) (b) Figura 3: Coeficiente de amplificação ki (a) e o coeficiente relacionado à velocidade de convecção kr (b) em função com o número de Strouhal “angular” ωr obtidos numericamente (para n = 1, 2 e 3). A análise numérica permite chegar-se à conclusão que, por exemplo, para n = 1, o valor máximo da amplificação da oscilação de perturbação ocorre em torno de ωr = 0,4. De posse deste valor, pode-se obter os valores para a velocidade média do jato Ub, a pressão acústica do escoamento p (média + flutuação), e a freqüência de oscilação da perturbação longitudinal f. Para se achar a velocidade média do jato, Ub, deve-se relacioná-la com o valor nominal da vazão Q, isto é: Q S

Ub =

(3)

onde S é a área da seção reta da saída do canal (20mm² neste caso). Para a pressão do escoamento na cavidade do canal, usa-se a equação de Bernoulli:

p = 1 / 2( ρU b2 )

(4)

onde ρ é a densidade do gás utilizado (neste caso, dióxido de carbono, ρCO2 = 1,977kg/m³). Para determinar-se a freqüência de oscilação da perturbação, basta utilizar a definição do número de Strouhal angular:

ω = ωr

Ub b

(5)

onde b é a espessura do escoamento, relacionado à altura h da saída do canal (1mm). Alguns valores utilizados experimentalmente são mostrados na Tabela 1 abaixo:

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Tabela 1: Valores usados experimentalmente Vazão (l/min) 7,4 11,1 12,2 14,8

Velocidade média (m/s) 6,2 9,3 10,1 12,3

Pressão (Pa) 37,7 84,9 101,5 151,0

Freqüência (Hz) 392 592 748 788

4. ARRANJO EXPERIMENTAL Os experimentos foram realizados nas instalações do Laboratoire d'Acoustique Musicale da Université Pierre et Marie Curie - Paris VI, em Paris, França. O arranjo experimental mostrado na Figura 4 consiste em: um cilindro contendo gás carbônico; tubos de plástico com 1 cm de diâmetro externo e 0,8 cm de diâmetro interno; um controlador de escoamento da Brooks (série 5851S); um alto-falante AXX de 4Ω/600W com aproximadamente 32 cm de diâmetro disposto sobre uma bacia de plástico cujo fundo possui uma placa rígida e plana de gesso (sistema hermeticamente fechado) conectado a um gerador de sinal TTi modelo TGA 1244 e um amplificador Max500 Power Amplifier da Phonic; um canal de saída com sua cavidade interior chanfrada e com saída a 45º onde se encontra um sensor de pressão modelo 8507C-1 da Endevco (conectado ao amplificador de sinal Endevco DC Differential Voltage Amplifier modelo 136), por onde ocorre a saída do escoamento (e sua posterior visualização); além de câmera digital SensiCam da PCO, luz estroboscópica, jogo de lentes e computadores para controles e aquisições via software.

Figura 4: Esquema do arranjo experimental. Um escoamento de dióxido de carbono é gerado no cilindro e, em seguida, é ajustado pelo controlador de escoamento. Este é então submetido a uma excitação acústica longitudinal gerada pelo alto-falante, cuja amplitude é determinada pelo gerador de sinal e um amplificador de potência. O escoamento é então levado para dentro da cavidade do canal, onde o sensor de pressão está. Após a sua saída, ele é visualizado utilizando a luz estroboscópica, o conjunto de lentes e a câmara digital. Um escoamento de gás carbônico é gerado e sua velocidade é ajustada através do controlador de escoamento da Brooks série 5351S, controlado via software (SmartControl v1.4 da Brooks). Com base nos valores da Tabela 1, relaciona-se o escoamento de gás carbônico com a velocidade média nominal do jato, buscando velocidades que correspondam às condições normais de sopro para flautas (em torno de 7,5 m/s, segundo Fabre & Hirschberg

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[1]) e assegurem um comportamento laminar – para os casos apresentados na Tabela 1, o número de Reynolds varia na faixa de 800 < Re < 1700. O escoamento é então submetido a uma excitação acústica longitudinal gerada pelo alto-falante, cuja amplitude é ajustada através do sistema gerador de sinal TTi conjuntamente com o amplificador da Phonic (e atestada através de um voltímetro aplicado sobre o próprio alto-falante). Em seguida à excitação acústica, o escoamento é levado através de um tubo de plástico com 1 cm de diâmetro externo e 0,8 cm de diâmetro interno, com 1 metro de comprimento para a cavidade do canal, onde então há a saída, cuja altura h é de 1mm. A Figura 5 mostra três imagens obtidas utilizando o método Schlieren com três amplitudes de excitação diferentes (para as três, a freqüência de excitação acústica do altofalante foi de 392Hz). A amplitude da pressão acústica (p’) foi variada a partir de 5% da pressão do escoamento (<p>) até 50% da mesma. Estes valores estão dentro da faixa de 10% observados em flautas reais (Fabre & Hirschberg [1]). A pressão acústica total é medida utilizando-se o sensor de pressão 8570C-1 da Endevco localizado dentro da cavidade do canal.

Figura 5: Três diferentes amplitudes de excitação/perturbação (p’/<p> = 8,2%, 19,3% e 53,9%, respectivamente). Para todos, a frequência de excitação acústica no alto-falante era de 392Hz, correspondendo a valores do número de Strouhal angular ωr de 0,336, 0,347 e 0,355, respectivamente). Imagens em seqüência do escoamento são obtidas com a câmera digital SensiCam da PCO (obturador em posição rápida) com o tempo de exposição definido para um microssegundo. Uma vez que as freqüências de oscilação do escoamento são muito mais elevadas do que as fornecidos por qualquer câmara moderna, e, além disso, deseja-se ser capaz de se obter um número arbitrário de imagens por ciclo, uma luz estroboscópica é usada. A freqüência da câmara foi estabelecida em 8 Hz, isto é, oito fotos por segundo. Ao todo 368 imagens foram tiradas por seqüência abrangendo vários ciclos de oscilação do jato. As imagens bidimensionais são capturadas em arquivos do tipo bitmap, com tamanho 1280 (colunas) x 1024 (linhas), e 8 bits de intensidade na escala de cinza (8 bits → 28 = 256 valores, sendo 0 o nível mais escuro e 256 o mais claro).

5. PROCESSAMENTO DE IMAGENS 5.1. Método de Schlieren As alterações na densidade de um fluido provocam variações no índice de refração que podem ser visualizadas utilizando a técnica de Schlieren. Com uma configuração particular, o gradiente de densidade na direção perpendicular do plano do escoamento é convertido em diferentes níveis de intensidade luminosa, fazendo com que o escoamento fique visível (Figuras 1 e 5). Um escoamento de gás carbônico (CO2) é então utilizado por ter densidade maior que o do ar (ρCO2 = 1,977 kg/m³, ρar = 1,2 kg/m³). Esta escolha é um compromisso entre ter diferença suficiente para permitir bons resultados ópticos e estar perto o suficiente para

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emular o comportamento encontrado em instrumentos de sopro como a flauta (La Cuadra et al [8]). Há necessidade de que as imagens também sejam calibradas, de forma que se tenha uma relação entre a distância entre os pixels de cada imagem e a distância real existente na mesma, utilizando-se para tal, imagens de objetos com dimensões conhecidas: uma esfera de diâmetro (13,49 0,05) mm e um cilindro de diâmetro externo (2,49 0,05) mm, mostrados na Figura 6.

Figura 6: Materiais usados na calibração das imagens 5.2. Análise dos Dados A análise dos dados é iniciada considerando-se o gráfico de intensidade de cinza de cada uma das 1280 colunas de cada uma das 368 imagens para cada ensaio experimental. Na Figura 7, é mostrada a coluna 480 da imagem 63 da seqüência do ensaio com freqüência de oscilação da perturbação de 392Hz e amplitude de excitação acústica de 0,8V no alto-falante (relação p’ / < p > = 8,23%). Na Figura 7.a, o gráfico de nível de intensidade de cinza, indicando onde estão as partes mais escura e mais clara da fotografia do jato; na Figura 7.b, a mesma imagem em que duas curvas parabólicas foram ajustadas às partes mais escuras e claras de forma a terse uma definição de intensidade maior que um pixel, assim como buscar diminuir o ruído intrínseco.

(a) (b) Figura 7: Níveis de intensidade de cinza. Em (a) indica-se onde se encontram as partes mais clara e escura do gráfico de escala de cinza e em (b) duas curvas parabólicas estão ajustadas às partes mais escura e mais clara de forma a ter-se uma definição de intensidade maior que a de um pixel. O objetivo é, portanto, determinar a espessura do jato em função da distância à saída do canal para todas as colunas de todas as imagens. Ao final, teremos então a variação da espessura do jato como função da distância, conforme mostrado na Figura 8 para a imagem 63

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supracitada – para os primeiros 3,5mm onde ocorre o primeiro lóbulo de oscilação. E assim é feito de forma recursiva para todo o pacote de imagens de um dado ensaio. Espessura do jato em função da distância 1.6 1.55

Thickness (mm)

1.5 1.45 1.4 1.35 1.3 1.25

0

0.5

1 1.5 2 2.5 3 Distância para a saída do canal (mm)

3.5

4

Figura 8: Espessura do jato (mm) em função da distância à saída do canal (mm) Todas as colunas de cada imagem oscilarão em função do tempo, na freqüência da excitação acústica do alto-falante. Desta forma, para cada coluna, pode-se ajustar uma curva senoidal nesta mesma freqüência de oscilação:

1 Y( f ) = N

N −1 i =0

− jm

X me

2πf fs

(6)

onde N é o número de imagens na seqüência (368 para o presente caso), Xm é a espessura do jato para uma dada coluna m, f é a freqüência de oscilação e fs é a freqüência de amostragem (que é uma relação da freqüência do obturador da câmera com a freqüência de oscilação da perturbação). Um exemplo da amplitude e da fase da oscilação Y(f) é mostrado na Figura 9 (linha pontilhada). Phase Shift - 392Hz, 0.8V

Amplificação da oscilação do jato em função da distância - 392Hz, 0.8V 0.3

Phase shift Curva linear ajustada

-5.8

Amplificação da oscilação Exponencial ajustada

-5.82 0.2

Phase (rad)

Amplificação da oscilação (mm)

-5.81 0.25

0.15

-5.83 -5.84 -5.85

0.1

-5.86 -5.87

0.05 0.5

1 1.5 2 2.5 Distância para a saída do canal (mm)

3

0.5

3.5

1 1.5 2 2.5 Distância para a saída do canal (mm)

3

3.5

(a) (b) Figura 9: Curvas de amplitude (a) e fase (b) da oscilação – as curvas pontilhadas representam os dados obtidos experimentalmente, as linhas cheias, as curvas ajustadas

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Na descrição linear, a perturbação é amplificada enquanto o escoamento desenvolvese. A partir disto, os dados experimentais podem ser analisados assumindo a variação da espessura longitudinal do jato η, da seguinte forma (La Cuadra et al [8]):

{(

η ( x, t ) = Re η0e k x e i

jω ( t − x / c p )

)}

(7)

onde η0 representa uma amplitude complexa inicial da oscilação, ki é a taxa de crescimento espacial, cp é a velocidade de convecção e x é a distância a partir da saída do canal. O modelo linear descrito pela Equação (1) prevê crescimento exponencial descrito para o fator de amplificação ki, e um decréscimo linear para a velocidade convectiva da perturbação cp. Desta forma, ki pode ser obtido ajustando-se uma curva exponencial à curva de amplitude da oscilação, enquanto que a velocidade convectiva cp corresponde à inclinação da curva de fase da oscilação (Figura 9 – linha cheia). O procedimento foi então repetido para diversos ensaios e seqüências de imagens – de acordo com os valores mostrados na Tabela 1. Em todos os casos simulados, os dados mantiveram-se em conformidade com o modelo teórico apresentado. Amplification Coefficient (ki) 0.09

0.9

0.08

0.8

0.07

0.7

0.06

0.6

0.05

0.5

0.04

ki

kr

Convention velocity related coefficient (kr) 1

0.4

0.03

0.3

0.02

0.2

0.01

0.1

0

0

-0.01

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0

0.1

wr

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

wr

(a) (b) Figure 10: Comparação dos dados obtidos numericamente para n = 1 (linha cheia) com os experimentais (pontos) dos coeficientes ki (a) e kr (b) como função do número de Strouhal angular ωr Na Figura 10, são mostrados as curvas obtidas numericamente (para o caso do perfil de Bickley onde n = 1) juntamente aos valores obtidos experimentalmente para o coeficiente de amplificação ki e o número de onda real kr como função do número de Strouhal angular ωr. Observa-se que em ambos os casos, as curvas obtidas numericamente e os dados experimentais são consistentes, e portanto, pode-se chegar à conclusão de que o método apresentado funcionou de forma apropriada.

6. CONCLUSÕES O desenvolvimento da instabilidade do jato foi investigado experimentalmente com um campo acústico gerado por um alto-falante e a visualização do escoamento através da técnica de Schlieren permitiu uma medição não invasiva e a identificação inequívoca do jato. A

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configuração experimental que foi construída de modo a investigar a influência da amplitude da excitação acústica sobre o comportamento dos modos simétricos de perturbação do escoamento mostrou-se adequada. Obtiveram-se através do método desenvolvido resultados muito próximos com os valores teóricos em termos do fator de amplificação do escoamento e velocidade de convecção para uma gama de ensaios experimentais. Isto indica que o método é confiável e adequado. Como desejado, foi possível identificar a relação entre o campo acústico longitudinal imposto gerado por um alto-falante e a resultante amplitude dos modos simétricos da oscilação do jato. Em relação à velocidade média do jato medida, enquanto verificou-se ser apenas dependente da velocidade de fluxo nominal, a velocidade de convecção da instabilidade varicose do jato também é fortemente dependente da amplitude de excitação das perturbações acústicas geradas pelo alto-falante. Pôde-se observar que o modelo experimental aproxima-se do obtido numericamente para o caso do perfil de velocidade de Bickley em que n = 1, o que significaria um escoamento com perfil mais suave e menos próximo aos do tipo top hat (n superiores). Quanto ao limite de aplicação do modelo linear, foi possível observar que, à medida que a amplitude de excitação do alto-falante era aumentada, a distância entre a saída do canal e o aparecimento de turbulência tornava-se mais curta, o que limita neste sentido a região adequadamente descrita pelo modelo linear. Futuramente outros experimentos poderão ser realizados para que se verifique a possível dependência destas observações em relação a uma gama mais larga de coeficientes de Reynolds, assim como a influência de diferentes perfis de velocidade.

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS [1] Fabre, B. & Hirschberg, A., “Physical modeling of flue instruments: a review of lumped models”, Acta Acustica, vol. 86, pp. 599–610, 2000. [2] Rayleigh, L., "The Theory of Sound". New-York: Dover, reprint (1945), 1894. [3] Merzkirch, W., "Flow Visualization". New-York: Academic Press, 1974. [4] Mattingly, G. & Criminale, W., “Disturbance characteristics in a plane jet”, Phys. Fluids, vol. 14, no. 11, pp. 2258–2264, 1971. [5] Holger, D., Wilson, T., & Beavers, G., “Fluid mechanics of the edgetone”, J. Acoust. Soc. Am., vol. 62, no. 5, pp. 1116–1128, November 1977. [6] Prandtl, L. & Tietjens, O.G., “Fundamentals of Hydro and Aeromechanics”. New-York: Dover, 1934. [7] Ségoufin, C., Fabre, B., Verge, M.P., Hirschberg, A. & Wijnands, A.P.J., “Experimental study of the influence of the mouth geometry on sound production in a recorder-like instrument: Windway length and Chamfers”, Acta Acustica, 86: 599-610, [2000]. [8] La Cuadra, P., Vergez, C., Fabre, B., “Visualisation and analysis of jet oscillation under transverse acoustic perturbation”, Journal of Flow Visualization and Image Processing, vol. 14, no. 4, pp. 355374, 2007.

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Protótipo para o Ensino de Tecnologias de Controle de Ruído J.A.S. Silva a, M.V.I. Silvab, W.S. Pereira c, M.R.F. Oliveira d & D.R. Petrucci e. a

Superintendência de Educação a Distância, Univ. Fed. do Recôncavo da Bahia, Rui Barbosa 710, Cruz das Almas-BA, Brasil. b, c ,d, e Centro de Ciências Exatas e Tecnológicas, Univ. Fed. do Recôncavo da Bahia, Rui Barbosa 710, Cruz das Almas-BA, Brasil.

RESUMO: Em um contexto de atrasos na implantação da infraestrutura dos campi da UFRB e pouca interação da universidade com a cidade de Cruz das Almas - Bahia, este trabalho é uma resposta aos desafios de desenvolver os próprios equipamentos para os laboratórios e de trazer soluções em benefício da comunidade local. Objetivou desenvolver uma bancada didática para o ensino de tecnologias de controle de ruído e propor soluções para uma oficina mecânica na comunidade. A metodologia consistiu em: projetar e fabricar componentes, montar e ensaiar o protótipo, desenhar o layout e selecionar as principais fontes de ruído da oficina mecânica, medir o nível de ruído local e apontar soluções. A bancada didática foi desenvolvida, fabricada, montada e testada. Nos testes, o emissor permitiu variação da frequência, alcançou ruídos de aproximadamente 100 dB e atenuação de até 40% com o uso das caixas de enclausuramento. Na oficina mecânica, foram selecionadas três fontes de ruído (motocicleta, compressor, lavadora de alta pressão). Registrou-se mais de 100 dB(A), potencialmente prejudiciais à saúde de funcionários e vizinhos. Apontou-se o isolamento de fontes de ruídos e o uso de protetores auriculares para adequação das atividades da oficina. Vale destacar dois pontos entre os resultados deste trabalho. A bancada foi desenvolvida dentro da instituição, personalizada para o ensino de Engenharia, no estado-da-arte e independente do orçamento da universidade. Além de ter oportunizado a atuação técnica para desenvolver soluções em benefício da comunidade.

KEYWORDS: enclausuramento; bancada didática; oficina mecânica.

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1. INTRODUÇÃO A Universidade Federal do Recôncavo da Bahia (UFRB) é um campo de obras. Esta pode ser a definição mais apropriada do ambiente onde se tem desenvolvido a formação das primeiras turmas de alunos de Engenharias. No entanto, com um número limitado de pessoas para implantação da infraestrutura, a universidade não pôde atender toda a demanda a tempo. Nitidamente, o atraso das construções e das entregas das instalações projetadas para atender à formação em Engenharia impactou não somente no desempenho acadêmico dos alunos, mas também na relação da universidade com a sociedade. Isso explicitou a relevância de uma situação que necessitava de uma ação extensionista e a oportunidade de contribuir com a construção da universidade para formar uma nova geração de profissionais para o desenvolvimento da região. Sem equipamentos, os laboratórios serão equipados com soluções próprias, desenvolvidas dentro da instituição, personalizada para o ensino de Engenharia. Este trabalho aproximou a universidade da comunidade. O conhecimento, que de nada vale guardado na universidade, apontou soluções e beneficiou a comunidade local. Este trabalho faz parte de um projeto maior e se integra às atividades de outros três estudantes de Engenharia, um Mecânico, um Civil e uma Sanitarista e Ambiental. Consistiu em desenvolver uma bancada didática para o ensino de tecnologias de controle de ruído e propor soluções para uma oficina mecânica na comunidade. Este trabalho contou com a parceria da oficina mecânica Moto Peças União, bem como com a colaboração de integrantes do G-TERF. 1.1 Objetivos Objetivo geral: Desenvolver uma bancada didática para o ensino de tecnologias de controle de ruído. Objetivos específicos: Elaborar o projeto, construir e testar a bancada com emissor e barreiras acústicas; propor soluções para o projeto acústico de uma oficina mecânica na comunidade.

2. MATERIAIS E MÉTODOS Esta seção contém o relato das atividades realizadas para a criação e construção de todos os elementos que compõem a bancada didática para ensino de tecnologias de controle de ruído. Também, apresenta-se o que foi desenvolvido para a proposição de soluções acústicas aplicadas a instalação da oficina mecânica na cidade de Cruz das Almas, Bahia, Brasil. 2.1 Bancada didática de controle de ruído O projeto da bancada deveria contar com os três elementos básicos de um esquema acústico: emissor, barreira e receptor. A partir do projeto virtual do circuito eletrônico, a fim de se obter uma faixa similar as reais de frequências, foram analisados e escolhidos os parâmetros para a construção do emissor de ruído. Depois de selecionados os materiais, o protótipo foi montado e ensaiado. Dados foram coletados e organizados a fim de determinar a capacidade de operação do equipamento. Algumas das etapas são descritas a seguir. Protótipo: O protótipo, apresentado na Figura 1, é um componente didático, composto por um emissor de ruídos conectado a uma caixa de som podendo ser enclausurado por diferentes tipos para analisar as características do som e propor diferentes situações para as realizações

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das práticas em laboratórios. A bancada foi desenvolvida com o intuito de estudar a absorção e atenuação de sons nas barreiras de enclausuramento.

800 mm

800 mm Figura 1: Leiaute da bancada didática. Emissor de Ruídos: Inicialmente, ele foi construído virtualmente no aplicativo ElectroDroid e em seguida após montado em placa protoboord e testado foi constituído fisicamente com os seguintes componentes: temporizador NE555, que é um circuito integrado versátil, dois resistores (1kΩ, 10kΩ), um capacitor (1µF) e dois potenciômetros. Por fim, fez se a furação da placa, o encaixe e a soldagem dos componentes eletrônicos (ver Figura 2).

Figura 2: Placa montada do emissor de ruído. Caixas de enclausuramento: Para enclausurar a caixa de som, foram feitas duas caixas, sendo uma de aglomerado de madeira com espessura de 15 mm e a outra de vidro com espessura de 4 mm, com dimensões 20x20x25 cm. Em seguida, essas caixas foram revestidas internamente por espuma D-28 de 2 cm de espessura. A Figura 3 mostra as caixas de enclausuramento.

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20 cm

25 cm 20 cm Figura 3: Caixas de enclausuramento de aglomerado de madeira e de vidro com revestimento de espuma. A bancada ainda possui um módulo amplificador e uma caixa de som de um Micro System LenoxxSound MC-250, de uso doméstico, com potência de 7,4 W. 2.1 Soluções para o projeto acústico de uma oficina mecânica Nesta seção, relatam-se as atividades realizadas no estudo de caso de uma oficina mecânica de Cruz das Almas, a Moto Peças União. Foram programadas visitas à oficina e residências vizinhas para medir o nível sonoro em vários ambientes. Após a visita ao local, ficou estabelecido um procedimento: registrar o leiaute da oficina; selecionar fontes de ruídos; medir os níveis sonoros das fontes selecionadas seguindo NR-15; registrar as medidas e propor soluções.

1. RESULTADOS Depois de estabelecidos os procedimentos, obtivemos os seguintes resultados. 3.1 Bancada didática de controle de ruído A montagem da bancada foi feita por etapas. Na primeira etapa, foram parafusadas as partes de madeira compensado sobre a estrutura metálica com dimensões 800x600x800 mm, colocando borrachas com certo amortecimento para reduzir a vibração. A mesma serviu como suporte para a montagem dos outros componentes como mostrado na Figura 4.

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Figura 4: Armação da bancada didática Em seguida, foram montados sobre a bancada todos os outros componentes, constituindo a sua versão final, a qual é mostrada na Figura 4. A bancada didática é composta por (1) fonte de 12 V que alimenta o (2) módulo amplificador do som que sai pela (3) caixa acústica e é emitido pela (4) emissor de ruído que emite o ruído e varia a frequência do mesmo em uma faixa de 500 a 10000Hz. O ruído emitido pode ter o seu volume variado em faixa de 0 a 100 pelo (5) potenciômetro. A bancada ainda é constituída por uma (6) caixa de papelão que serve para simular um ambiente fechado e atenuar os possíveis ruídos de fundo; (7) caixa de vidro que serve como enclausuramento, assim como (8) caixa de aglomerado de madeira, sendo que as duas foram revestidas internamente com (9) espuma D-28.

5

4

2

6

1

9

7

3

8

Figura 4: Fotografia da bancada didática e seus componentes

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Depois de montada, foram realizados testes na bancada simulando algumas situações. Primeiramente, ligou-se o emissor de ruído e colocou-se o volume em 90, numa escala de 0 a 100, e variou-se a frequência, medindo-se a intensidade sonora por meio de um medidor de pressão sonora digital (decibelímetro) Instrutemp ITMP, nas frequências de 1000, 5000 e 10000 Hz. Depois, foi feito o mesmo procedimento com as caixas de enclausuramento de vidro e de aglomerado de madeira revestidas internamente com a espuma acústica, como mostra a Figura 6.

Figura 6: Fotografia da bancada em teste Os dados obtidos a partir das medições na bancada didática são apresentados na Tabela 1. Sendo que na tabela, a medição sem nenhum tipo de enclausuramento foi denominado de “livre”, quando medido com o enclasuramento de madeira se denominou de “caixa de madeira” e com o enclausuramento de vidro foi chamado de “caixa de vidro”. Tabela 1: Dados das medições da bancada didática SITUAÇÃO

DADOS DAS MEDIÇÕES (dB) 1000 Hz

5000 Hz

10000 Hz

Livre

92,6

96,5

99,3

Caixa de madeira

51,3

58,6

64,6

Caixa de vidro

59,5

67,2

74,4

A partir desses dados, foram gerados gráficos da bancada didática nas três situações descritas anteriormente (ver Figura 6).

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Figura 5: Intensidade sonora por frequência do emissor de ruído Pôde-se observar, na Tabela 1 e dos gráficos da Figura 6, a tendência ascendente do nível de ruído com o aumento da frequência e a convergência com os resultados encontrados na literatura, que afirmam o aumento da intensidade sonora a partir do acrescimento da frequência (BASTOS, 2007 [1]; RODRIGUES, 2009 [2]). 3.2 Estudo de caso A visita ao local permitiu verificar que o problema de ruídos era provável pela localização da oficina em meio a residências. O cenário foi oportuno para analisar efeitos provocados na vizinhança. Um leiaute da oficina mecânica foi desenhado e foram identificadas as principais fontes de ruídos do local. Para facilitar a medição do nível de ruído, foi selecionada uma motocicleta entre as mais comuns e mais ruidosas que recebem manutenção no local segundo os funcionários. As fontes de ruído escolhidas foram:  motocicleta Honda CRF 230F com cilindrada de 223 , de potência máxima de 19,3 CV à 8000 rpm e torque máximo de 1,92 kgf.m à 6.500 rpm;  compressor de ar, do tipo pistão, Chiaperine CJ 10+ BPV 150L, segundo o fabricante, de 120 PSI (8,3 bar) e dB(A);  lavadora de alta pressãoBlack&Decker PW1400-BR, segundo o fabricante, de 6L/min, 120 bar e 84 dB(A). A Figura 7 apresenta as fontes de ruído selecionadas para a medição dos níveis sonoros.

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Figura 7: Fontes de ruídos escolhidas na oficina mecânica Após a seleção das fontes ruídos, foram realizadas as medições dos níveis sonoros das mesmas, seguindo as orientações das normas NR-15. As medidas foram realizadas com o decibelímetro Instrutemp ITMP- 500, em dB (A) e circuito de resposta lenta. As fontes foram ligadas separadamente, desligando-se as demais com o intuito de minimizar/sanar os ruídos de fundo. As condições de medição de intensidade sonora de cada fonte foram:  O compressor foi medido quando ele estava acionado na sua faixa trabalho em que funcionava para armazenar ar comprimido, considerado pelos fabricantes faixa comum de trabalho;  a lavadora de alta pressão foi acionado com gatilho todo puxado (vazão máximo), como normalmente são usados;  a motocicleta foi ligada e acionada todo o acelerador chegando a 8000 rpm, condições em que os funcionários convivem frequentemente para testes mecânicos. A intensidade sonora de cada fonte foi medida nas diferentes repartições do local (oficina, lava a jato, escritório, balcão, área externa) com medidor de pressão direcionado no sentido da fonte emissora de ruído a 1,5 m de altura do solo. Sendo que a área externa representou a sala de uma casa vizinha. O valor obtido em cada medição foi derivado da média aritmética de três medições em cada ponto. A Figura 8 mostra o momento em que se mediu a emissão de ruído da motocicleta.

Figura 8: Medição de ruído da motocicleta na área da oficina Os dados obtidos foram montados na Tabela 2.

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Tabela 2: Dados de medições do estudo de caso em diferentes ambientes do prédio em dB (A) FONTE DE RUÍDO

INTENSIDADE SONORA, dB (A) Of. mecânica

Lava a jato

Balcão

Escritório

Área externa

Motocicleta

105,2

98,4

86,3

72,2

70,8

Compressor

87,5

80,7

69,5

55,8

57,4

Lavadora

79,3

85,2

68,1

54,2

59,6

Com o intuito de uma visualização e compreensão foram feitos gráficos a partir dos dados obtidos. A Figura 9 apresenta as medidas de intensidade sonora alcançada a partir do ruído emitido pela motocicleta CRF 230F nos diferentes locais do estabelecimento.

Figura 9: Intensidades sonoras medidas em cada ambiente do local devido à operação da motocicleta CRF 230F. Fazendo uma análise da Tabela 2 e do gráfico das Figuras 9, percebemos que o nível sonoro maior no gráfico, esta relacionado com o local onde esta a fonte, pois à medida que nos afastamos a tendência e diminuir a intensidade sonora, conforme dito nas referencias estudadas. Em alguns momentos, mesmo estando mais próximo das fontes medidas, o escritório possui um nível sonoro menor, isso esta relacionado com o enclasuramento de alvenaria das paredes, o qual mostra a eficiência de atenuação do mesmo.

2. CONCLUSÃO O desenvolvimento deste trabalho foi uma atividade desafiante. O projeto oportunizou experiência e permitiu complementar a formação em Engenharia Mecânica pela necessidade de conhecer conceitos de Acústica que fundamentam tecnologias de controle de ruído, de obedecer a normas específicas e de aplicar conhecimentos prévios a novas aplicações. Mesmo com as adversidades, as etapas foram finalizadas com êxito, superando as expectativas, e atingindo o objetivo principal.

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No estudo de caso se analisou que o local esta sujeito a frequentes e intensos ruídos, que são gerados por diversas fontes sonoras. Nos dados obtidos notou-se a semelhança de algumas características com as referencias consultadas. A fonte de ruído que mais incomoda são os motores das motocicletas. Os funcionários e vizinhos da loja desconhecem os danos que o ruído pode provocar a saúde, mas ao ser entrevistado os mesmo reclamaram de alguns problemas provocados pelo excesso de ruído, sendo a surdez o mais comum e o mais evidente. Porém não utilizado nenhum artifício como meio de proteção. Para a construção da bancada foi necessário o aprofundamento na área de eletrônica e instrumentação. Ao fim dos testes foi possível perceber que o emissor de ruído funcionou perfeitamente, bem como o propósito da bancada didática foi alcançado, como previa um objetivo principal. A partir dos dados conclui-se que o melhor enclausuramento foi o de aglomerado de madeira revestido com espuma D-28, que atenuou em torno de 40 % em algumas frequências, provavelmente devido à espessura do mesmo que é maior que a do vidro. Vale destacar dois pontos entre os principais resultados deste trabalho. A bancada foi desenvolvida dentro da instituição, personalizada para o ensino de Engenharia, no estado-daarte e independente do orçamento da universidade. Além de ter oportunizado a atuação técnica para desenvolver soluções em benefício da comunidade

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS [1] Bastos, L. P. Controle de Ruído em Instalações de Grupo de Geradores: um estudo de caso. Trabalho de Conclusão de Curso (Engenheiro Mecânico), Universidade Federal do Pará, Belém- PA (2007). [2] Rodrigues, M. N. Metodologia para definição de estratégia de controle e avaliação de ruído ocupacional. Dissertação (Mestrado em Engenharia de Estrutura). Escola de Engenharia da Universidade Federal de Minas Gerais, Belo Horizonte, (2009).

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Educando diseño acústico en base a los conceptos de paisaje sonoro F.J. Elizondo-Garzaa a

Laboratorio de Acústica de la Facultad de Ingeniería Mecánica y Eléctrica de la Universidad Autónoma de Nuevo León. Apartado Postal 28 “F”, Cd. Universitaria, San Nicolás, 66450, N.L., México. fjelizon@hotmail.com

RESUMEN: La educación de diseño acústico es por lo general abordada en cursos complementarios a carreras no sobre acústica en sí, como por ejemplo arquitectura, y en cursos cortos extracurriculares, para personal de empresas, en base a los conceptos de control de ruido, los cuales aunque representan una visión parcial de la realidad son para la mayoría de los caso de diseño suficientes y efectivos bajo la visón de los ecologistas. El planteamiento y desarrollo del concepto de paisaje sonoro ofrece una visión panorámica, donde en primera instancia se aprecia el sonido con un criterio más amplio, desde el momento que no sólo se busca el silencio, y ofrece para la educación seria de diseñadores acústicos una gran oportunidad para formar en los estudiantes una visión conceptual que incluya todo tipo de espacios y condiciones sonoras. En esta presentación se propone que al educar diseño acústico a nivel profesional se utilicen casos de diseño de paisajes sonoros, de tal manera que se tenga que abordar tanto el crear o mantener sonidos como eliminar otros. Esta aproximación permite a los alumnos manipular más ampliamente los conceptos de inmisión y emisión, el de frontera acústica entre espacios sonoros, el control de ruido en términos legales, la preservación de sonidos como necesidad social, etc. Se discuten también aspectos importantes del proceso educativo, por ejemplo la posible necesidad de plantear trabajos extracurriculares, esto en virtud de las restricciones de horarios que los atiborrados planes de estudio universitarios actuales generan sobre maestros y alumnos.

KEYWORDS: Paisaje sonoro, educación, design, education, soundscape.

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1. INTRODUCCIÓN La segunda mitad del siglo XX generó las condiciones para el planteamiento y conceptualización de visiones más amplias sobre el vivir, que promueven el no conformarse con sobrevivir, sino que las personas vivan con calidad. Estos conceptos fueron tomando forma y expandiéndose gracias a: los movimientos ecologistas/ambientalistas, con serias discusiones y críticas sobre los aspectos sociales de gobernar, independientemente del sistema; la explosión de posibilidades comunicativas que llevaron a una conciencia de globalidad en la que todos se afectan mutuamente; y a los problemas de sustentabilidad o sea del balance entre los recursos disponible en el mundo y su consumo. Este tipo de discusiones, que nunca serán del gusto de todos, fueron rápidamente politizadas por lo que tendieron a: volverse modas, generar campañas de seudoconcientización y de engaño, la aparición de organizaciones no gubernamentales (ONG), y la participación social, generalmente errónea por incultura, como una catarsis de la vida mediatizada. En aspectos relacionados con acústica esto implicó, por un lado, un movimiento ecologista que propugnó por la reducción de los niveles de ruido, necesario en el mundo en esa época (70s), pero bajo un criterio de prohibición indiscriminada. En paralelo se desarrolló otra visión conceptual más amplia sobre el sonido y los humanos, bautizado como Soundscape, traducido comúnmente como Paisaje Sonoro, término acuñado por el compositor y ambientalista canadiense R. Murray Schafer [1,2], quien poco tiempo después creara con otros investigadores como Barry Truax y Hildegard Westercamp el World Forum for Acoustic Ecology [3] y el World Soundscape Project (WSP) [4] y, publican varios de los documentos fundacionales sobre el Paisaje Sonoro y la Ecología Acústica. En aspectos relacionados con acústica esto implicó, por un lado, un movimiento ecologista que propugnó por la reducción de los niveles de ruido, necesario en el mundo en esa época (70s), pero bajo un criterio de prohibición indiscriminada.

2. PAISAJE SONORO: SOUNDSCAPE El concepto de soundscape puede parecer al momento aún confuso, pues muchas personas lo han abordado desde diferentes perspectivas (paisajismo, comunicación, ecología, música, etc.), pero ahora empieza a ser incluido en diccionarios, por ejemplo: el TheFreeDictionary [6] lo define como: An atmosphere or environment created by or with sound; el Dictionary.com [7] lo define como: 1. The component sounds of an environment. 2. The component sounds of a piece of music; y The Oxford Dictionaries [8] lo define como: 1. A piece of music considered in terms of its component sounds. 2. The sounds heard in a particular location, considered as a whole. Para los fines de esta conferencia preferimos usar la definición listada en la terminología del “Handbook for Acoustic Ecology” [9], publicado en primera edición en 1978 y disponible en Internet, que establece: Soundscape.- An environment of sound with emphasis on the way it is perceived and understood by the individual, or by a society. It thus depends on the relationship between the individual and any such environment. The term may refer to actual environments, or to abstract constructions such as musical compositions and tape montages, particularly when considered as an artificial environment. Todas estas interpretaciones sobre el termino Soundscape han evitado que se caiga en un dogmatismo prohibicionista y que se promueva la búsqueda del uso positivo del sonido para el bienestar de las personas, incluyendo el ruido, en gran medida por ser muy cercanas a visiones artísticas y sensoriales.

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También es importante reconocer la importancia e implicantes de que ISO esté trabajando en el desarrollo de normas internacional sobre Paisajes Sonoros, pues deberán establecer definiciones claras, procedimiento, metrología, criterios, etc. y que por supuesto generará la necesidad de personas educadas específicamente para estudiar y diseñas paisajes sonoros, lo que abre retos y oportunidades para los sistemas educativos formales e informales de acústica / ruido / audio. Uno de los aspectos trascendentes de usar el concepto de paisaje sonoro es que implica una visión de entorno y circunstancia, la protección de condiciones sonoras especificas como un patrimonio intangible de la humanidad y el reconocimiento explicito de la subjetividad psicoacústica. Mirar el diseño acústico con ojos de “paisajismo sonoro” permite ofrecer a las personas un mayor rango de opciones acústicas, y esto, bien planificado, lleva a una sensación de “calidad de vida” en los humanos, pues este concepto se relaciona con las opciones, esto es, con la posibilidad de elegir de entre lo que la vida pueda ofrecer. [10]

3. DISEÑO ACÚSTICO, SU EDUCACIÓN Y EL PAISAJE SONORO Todo buen diseñador acústico sabe que hay aspectos “secundarios” en todo diseño, los cuales a veces no son ni tan triviales ni tan despreciables, por lo que el diseño acústico debe implicar no sólo el diseño para la función principal de un espacio acústico, sino también el control de los efectos secundarios -no necesariamente acústicos- y la interacción con otros espacios. El esquema educativo actual se basa en considerar los problemas aislados y enseñar métodos para resolverlos. Esto no es malo pues permite desarrollar la interiorización de los aspectos de diseño acústico aunque no considera abordarlos en forma conjunta con sus efectos secundarios o limitaciones, como aparecen en la cotidianidad [11, 12]. Además este enfoque es más compacto en tiempo-alumno-maestro, lo que facilita su administración. Normalmente en los cursos de acústica se plantean ejemplos acotados o aislados de su contexto, por lo que el introducir en el proceso educativo el diseño de paisajes sonoros ofrece una oportunidad para el abordaje de proyectos “como un todo”, considerando todas sus dimensiones, no sólo la acústica. Si bien la mayor parte del diseño de un paisaje acústico se maneja como diseño escolar clásico, o sea el resolver las condiciones acústica en el espacio y los aspectos de transmisión de acuerdo a procedimientos, normas o reglamentos específicos, hay aspectos, no considerados generalmente a nivel escolar, que el enfoque del paisaje sonoro permite abordarlos con cierta naturalidad [10], de tal manera que los alumnos, individual o grupalmente, podrán apreciar vivamente lo que significan los “compromisos” de diseño que los diferentes factores involucrados generan durante el proceso de diseño. [13-18] De los diferentes aspectos que sobresalen al abordar un diseño acústico bajo el modelo de paisaje sonoro sobresalen: [19] a). El concepto de opción al oyente.- El producir bienestar mediante sonido se basa no en crear silencio, sino en generar diversidad de opciones acústicas para elegir, o sea espacios sonoros diferentes para diferentes actividades, ocasiones y estados de animo, de tal manera que los escuchas puedan elegir y así obtener bienestar y alegría. Esto requiere desde lugares silenciosos hasta lugares ruidosos pero con la ingeniería necesaria para evitar daños al escucha o interferencias a terceros cercanos. Esta noción incluye el considerar dominios sonoros desde naturales hasta virtuales, así como el recrear espacios sonoros del pasado ya sea como cultura o ritual.

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Para producir esta variedad sonora en un espacio citadino, se vuelve crítico el aspecto de frontera. b). El establecimiento de fronteras.- Ya sea en un centro de diversiones o un centro comercial en el que cada negocio desea establecer una personalidad acústica, o simplemente en un “multicinema”, es todo un reto establecer una adecuada separación acústica entres los diferentes campos sonoros. Esto implica la gran importancia del diseño de los límites en los caso de espacios acústicos contiguos. Hay que tener claras las opciones de transición: distanciar, barreras físicas, zonas de mezcla sonora, enmascaramiento, etc. Hay mucho que aprender de los mundos Disney, pioneros en el diseño de estos tipos de espacios sonoros que crean opciones que mantienen a la gente contenta para que gasten con alegría. c). Espacio acústico natural vs artificial.- Gracias al desarrollo del audio que permitió grabaciones y reproducciones “fieles”, fue posible reproducir la mayoría de los campos acústicos y luego con la sintetización se facilitó la creación de ellos. Actualmente el diseño de campos acústicos virtuales permite representar una sonoridad natural o la creación de espacios ad hoc a un público específico. El cine ha sido el gran artífice de mundos virtuales acústicos que con el desarrollo de la computación y pronto de la neurobiología nos llevaran a virtualidades que sean incluso más satisfactorias a los hombres que la realidad. Actualmente gran número de diseños acústicos pueden o deben relacionarse con audio, siendo el problema central, sólo contemplable desde un diseño de paisaje sonoro, que éste sea verosímil. d). Verosimilitud de un espacio acústico.- La verosimilitud de los espacios acústicos creados por los tecnólogos exigen una visión contextual, pues el tener un sonido idéntico a otro en un entorno diferente implicara que el cerebro reconozca el engaño. Esto implica considerara aspectos no acústicos en el diseño, como la recreación multisensorial del entorno en el que naturalmente se produce la experiencia acústica a recrear, o, por otro lado, el aislamiento ritual como en el cine. El diseño de paisajes sonoros requiere diseñadores cultos, que comprendan bien la experiencia humana y que puedan interactuar con otros profesionales para poder crear verosimilitud más que copiar un campo acústico fuera de su entorno natural. e). Normas acústicas vs percepción individual.- Otro aspecto importante, que en muchos cursos de diseño acústico ni se menciona, es que una vez realizado un diseño de control de ruido puede resultar que los afectados no queden satisfechos aun y cuando se cumpla con la norma en vigor. Una norma busca que la mayoría sea satisfecha y excluye, en muchos casos el contexto de la experiencia auditiva. Además presupone una gran mentira: Que todas las personas quieren silencio. Esto es algo que homogeniza el vivir en lugar de producir opciones de vida. El diseñador de espacios sonoros por lo tanto deberá crear no uno sino varios espacios sonoros para los diferentes estratos de una sociedad y, muy importante, proteger la salud de los que opten por la experiencia sonora en lugar del silencio. f). Restricciones históricos y estéticas.- Hay restricciones múltiples en todo diseño, de hecho las normas son formas de censuras sociales, pero al diseñar paisajes sonoros hay que tener mucho cuidado con estereotipos, antecedentes históricos-sociales, y modas prevalecientes al momento de la implementación del espacio acústico, pues estas no sólo se relacionan con la verosimilitud del campo sonoro sino a la posibilidad de un rechazo social por evocaciones o condiciones consideradas políticamente incorrectas.

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Estos asuntos llevan al diseñador al concepto de espacios restringidos, a los que sólo se puede ingresar en forma voluntaria una vez que se ha informado a los posibles escuchas sobre las características del lugar y la experiencia multidimensional ofrecida. Este tipo de restricciones son variables en el tiempo y están relacionadas con políticas y modas. g). Uso de suelo y sonido.- Uno de los grandes problemas internacionales es el uso del suelo, y su mayor o menor nivel de definición según el país. El diseño de paisajes sonoros esta grandemente interrelacionado con el uso del suelo asignado al lugar, o a las restricciones urbanísticas específicas para el suelo y la construcción, sobre todo en proyectos ubicados en lugares con alta densidad de población o desarrollos verticales. El desarrollo de mini-polis (mini-ciudades) cerradas dentro de las ciudades, así como grandes edificios y centros comerciales y de diversión donde las personas buscan encontrar todo tipo de satisfactores de vida, resultan en el requerimiento de múltiples paisajes acústicos muy cercanos entre sí. h). Tendencias y modas globales.- Hace medio siglo ser diseñador era muy diferente en cuanto a requerimientos. El diseñador sólo debía hacer lo que se le pedía, para lo cual los métodos clásicos aprendidos en las escuelas era suficiente y la preocupación principal era la económica. Actualmente el número de requerimientos ha crecido notablemente al grado de que el diseño es ya un asunto de equipo, pues muchos factores afectan o restringen el diseño sonoro, por ejemplo: seguridad, amigabilidad, sustentabilidad, ecología, correctez políticosocial, diseño verde, economía energética, edificaciones inteligentes, entre otros, los cuales se usan con una ligereza y demagogia escalofriante. Todo esto resulta natural en el diseño como paisaje sonoro, al manejarse como un diseño contextualizado. En medio de esta confusión de conceptos deberemos aprender a visualizar lo importante en términos de bienestar social y tomarlo en cuenta al hacer el diseño de un paisaje acústico específico.

4. EDUCANDO DISEÑO ACÚSTICO UTILIZANDO CONCEPTOS DE PAISAJE SONORO La evolución hacia el concepto de Paisaje Sonoro genera el requerimiento de educar diseñadores acústicos especializados en ellos. Sin pretender abarcar todas las opciones de educación posibles, a continuación se discuten aspectos relacionados con la educación de acústica [10], más específicamente de diseño acústico, utilizando los conceptos de paisaje sonoro. 4.1. Etapas de educación sobre paisajes sonoros. En una primera aproximación debemos tener claro que la educación sobre paisajes sonoros se ha de dar en varios niveles, como se muestra a continuación. o Cultura sobre paisajes sonoros (Saber que es.). o Concientizar sobre los paisajes sonoros “crear conciencia” (Involucrarse y tomar posición.). o Diseñar paisajes sonoros (Crear, modificar.). Es obvio que dependiendo del nivel deberá ser el contenido en el programa educativo.

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Para los niveles de Cultura y Concientización sobre paisajes sonoros, estos se deben educar desde el Kindergarten hasta el nivel profesional, claro que aumentando poco a poco la cantidad y sofisticación de la información. En este nivel los conocimientos educados son básicos y culturales y es de gran importancia reforzar las actitudes de los estudiantes en relación a: posiciones socio-políticas, sustentabilidad, bien común, bienestar personal, etc. El nivel de Diseñador, relacionado con crear o modificar paisajes sonoros, implica el obtener los conocimientos, habilidades, actitudes y cultura necesaria, mediante dos medios complementarios: o Carrera a nivel profesional y/o de posgrado.  Implica: Conocimiento profesional, habilidades de diseño general, conocimiento especializado en paisajes sonoros, actitudes, etc. o Cursos cortos especializados.  Implica: conocimiento especializado en paisajes sonoros, habilidades en casos específicos, y otros conocimientos relacionados como: leyes, administración, biología, etc. 4.2. Opciones de educación sobre paisajes sonoros. Ante la inexistencia actual de programas específicos para formar diseñadores de paisajes sonoros, es adecuado cuestionarse: ¿Qué posibles opciones hay para formarlos? Sin pretender considerar todas las opciones, podemos mencionar las siguientes: o Carrera profesional especializada. o Carrera profesional + Posgrado (MSc o PhD) especializado. (proyecto o tesis sobre paisaje sonoro). o Carrera Profesional + Cursos cortos. o Otras. Grado profesional especializado. Poniendo como excusa para la discusión algunos posibles títulos para carreras especializadas a nivel profesional, como: o Ingeniero de Paisajes Acústicos. o Ingeniería acústica. o Ingeniero de audio. o Etc. Rápidamente se visualiza la dificultad de proponer una carrera profesional sobre “Ingeniería de Paisajes Sonoros” pues será considerada en primera instancia como muy restrictiva desde el punto de vista de mercado laboral. Para establecer un programa a nivel universitario se requieren masas críticas de estudiante y maestros interesados, así como una demanda reconocida en términos de economía de mercado (contratantes de diseñadores de paisajes sonoros). Más realistamente, la especialización en diseño de paisajes sonoros puede ser considerada como una opción terminal de alguna carrera como: ingeniería acústica, ingeniería de audio, paisajismo, etc., dentro de las cuales dicha especialización puede ser considerada como un valor agregado. En el universo de carreras universitarias actuales, incluso estas opciones pueden ser consideradas restrictivas laboralmente y las mencionadas se consideran en general como una especialización de carreras de ingeniería electrónica o de arquitectura. Es importante tener claro que el incluir cursos específicos sobre paisajismo sonoro, en las carreras existentes en una universidad pues ser difícil de lograr pues los sistemas de educación profesional de grado, en general, tiene una currícula saturada, por lo que es difícil

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incrementar o intercambiar cursos o ampliar los contenidos. Su propuesta generalmente enfrenta fuerte resistencia administrativa e incluso académica. Carrera profesional + Msc o PhD especializado. La mejor opción para producir profesionales con una sólida formación científica y de carácter es que un graduado continúe estudiando a nivel de maestría y doctorado en un área relacionada, desarrollando su proyecto de tesis sobre diseño de paisaje sonoro, en una institución reconocida por su calidad. Hay muchos países en los que no hay programas de posgrado relacionados con acústica, como ejemplo México, por lo que los interesados habrán de entrar en la dinámica de buscar programas en el extranjero y becas para cubrir, aunque sea parcialmente, su alto costo. Por supuesto debe constatarse, antes de ingresar, que haya un asesor con los conocimientos y actitudes relativas a paisaje sonoro disponible y que acepte ser el asesor. También hay que tener claro que es una opción absorbente y larga, y sobre todo que requiere apoyo económico. Carrera profesional + Cursos cortos de especialización. La opción para educarse en conocimientos nuevos, no formalizados aún como carreras o cursos especializados por las universidades, es el profundizar los conocimientos mediante la integración de la información faltante requerida mediante cursos cortos especializados. Es posible llegar de esta manera a niveles profundos en conocimientos y el desarrollo de habilidades sobre diseño de paisajes sonoros, pero: requiere un conocimiento base (profesión), un conjunto bien seleccionado de cursos, dinero para viajar, una actitud decidida y el objetivo claro de volverse diseñador de paisajes sonoros. Es importante tener claro que los cursos requeridos no son sólo de acústica. Otras opciones. No pueden excluirse algunas otras opciones como: o Autoeducación.- La opción de educación individual o autoeducación toma más tiempo, e implica la especialización de un “líder” en acústica y sociedad. Alta probabilidad de errores en su ejercicio si no hay formación previa seria. o Cursos Opcionales/Abiertos.- Algunas veces hay espacio para cursos opcionales en la currícula. Podría ser sobre “Paisajes sonoros”. Los problemas: ¿Quién impartirá el curso? ¿Cuántos estudiantes estarán interesados? o Proyecto extracurricular.- Por otro lado, una opción interesante, es el manejar un diseño de paisaje sonoro como un proyecto extracurricular dentro de algunas asignaturas donde resulte pertinente. Esta opción permite mantener a los alumnos actualizados mientras aparecen cursos formales en el mercado educativo. En la educación acústica hay muchas ramas, mucha información, muchos tipos de problemas, para los cuales el diseño de paisajes sonoros es una buena oportunidad para que el estudiante: o Genere una visión panorámica de un problema. o Sea consciente de los efectos laterales del diseño. o Reconozca las respuestas múltiples posibles en los escuchas. o Haga contacto con los aspectos de campo/mercado. o Logre una comprensión profunda sobre la relación teoría-práctica.

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Un Proyecto Extracurricular puede ser una buena opción, porque no requiere una modificación significativa a los programas o cursos, pero requiere profesores capacitados, entregados y comprometidos que estén dispuestos a trabajo fuera de horario.

5. COMENTARIOS FINALES En sociedades modernas preocupadas por conceptos como: ecología, calidad de vida, libertad, bienestar y felicidad, el no abordar un proyecto en todas sus dimensiones puede llevar a contradicciones con las expectativas individuales o colectivas de los clientes y la sociedad. El diseño acústico ha ido complicándose con el tiempo, cada vez hay más restricciones a considerar. Ya no es suficiente preocuparse por el funcionamiento y por el costo; ahora hay que considerar su impacto ambiental, que sea seguro, que sea amigable con el cliente, que sea estético, que sea sustentable, etc. Por lo aquí comentado la aproximación al diseño bajo el esquema de paisaje sonoro puede ayudar a no dejar fuera aspectos importantes y así generar condiciones sonoras mejores para el bienestar de las tan complejas sociedades actuales. El abordar la educación de diseñadores de paisajes sonoros a través de proyectos extracurriculares es una opción viable y fácil de implementar mientras aparecen opciones más formales en los sistemas educativos profesionales.

REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS [1] Schafer R. M., The Tuning of the World. Knopf, New York, (1977). Republicado como: The soundscape: our sonic environment and the tuning of the world, Destiny Books, Rochester, Vermont, (1994). [2] Schafer R. M., Voices of Tyranny Temples of Silence. Ontario: Arcana Editions (1993). [3] World Forum for Acoustic Ecology (WFAE), http://wfae.proscenia.net/ Consultado el 15 agosto 2014 [4] World Soundscape Projet. Simon Fraser University. http://www.sfu.ca/~truax/wsp.html Consultado el 15 agosto 2014 [5] International Organization for Standardization. ISO 12913-1:2014 https://www.iso.org/obp/ui/#iso:std:iso:12913:-1:ed-1:v1:en:term:2.3 Consultado en septiembre 2014 [6] TheFreeDictionary. http://www.thefreedictionary.com/ Consultado el 15 julio 2014 [7] Dictionary.com. http://dictionary.reference.com/ Consultado el 15 julio 2014 [8] The Oxford Dictionaries. http://www.oxforddictionaries.com/es/ Consultado el 15 julio 2014 [9] Truax, B., editor. Handbook for acoustic ecology. Second Edition, (1999). Originalmente publicado por el Soundscape Project, Simon Fraser University, and ARC Publications (1978). http://www.sfu.ca/sonic-studio/handbook/ Consultado el 15 de julio de 2014 [10] Elizondo-Garza, F.J. Educating for soundscape design. 166th Meeting of the Acoustical Society of America. San Francisco, California, USA (2013). [11] Harris, C.M. Handbook of acoustical measurements and noise control. McGraw-Hill, (1991). ISBN: 0070268681, 9780070268685. [12] Vér I.L. (Editor) & Beranek L.L.(Editor). Noise and Vibration Control Engineering: Principles and Applications, 2nd Edition. John Wiley & Sons, Inc., (2005). ISBN: 978-0-471-44942-3 [13] Soundscape: The Journal of Acoustic Ecology. http://wfae.proscenia.net/journal/index.html Consultado el 15 julio 2014

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[14] Schulte-Fortkamp, B. The meaning of annoyance in relation to the quality of acoustic environments. Noise & Health. 2002, Vol. 4, Issue: 15, pp: 13-18. [15] Raimbault, M. & le Dubois, D. Urban soundscapes: Experiences and knowledge. Cities, Vol. 22, No. 5, p. 339–350, Published by Elsevier Ltd. (2005). [16] Garner, T. Nightmares and soundscapes: Implementation of acoustic ecology related sound design techniques to better terrify your players. Designing Sound: Art and technique of sound design. http://designingsound.org/2013/07/nightmares-and-soundscapes-implementation-of-acoustic-ecologyrelated-sound-design-techniques-to-better-terrify-your-players/ Consultado el 15 de agosto de 2014 [17] Elizondo-Garza, F.J. Acústica ecológica. 4º. Congreso Mexicano de Acústica, Guanajuato, México, Septiembre (1997). [18] Elizondo-Garza, F.J. Cómo volverse diseñador acústico, 12º. Congreso Internacional Mexicano de Acústica, Santa Cruz, Tlaxcala, México, 26-28 Oct. (2005). [19] Elizondo-Garza, F.J. Aspectos a considerar en el diseño de paisajes sonoros. 20º. Congreso Internacional Mexicano de Acústica, Taxco, Guerrero, México, 30 de septiembre a 3 de octubre de (2014).

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Espaços para aprender e ensinar música: construção e adequação A.L.Schmid a, G.G.B.Romanelli b,L.S.Rochac, A.L.S.Santana d, G.S.V.Melo d, N.S.Soeiro d, D.X.Paixãoe, R.R.Rochae, A.R.Silvaf & E.F.V.Mirandaf a

P.P.G. em Eng. de Construção Civil, UFPR, C.P. 19011-DAU, Curitiba, PR,Brasil aloisio.schmid@gmail.com Dep.de Teoria e Prática de Ensino, Setor de Educação, Universidade Federal do Paraná, Curitiba, PR, Brasil c Instituto Federal do Paraná – Campo Largo, PR, Brasil d Grupo de Vibrações e Acústica, Universidade Federal do Pará, Belém, PA, Brasil e Universidade Federal de Santa Maria - UFSM, Santa Maria, RS, Brasil f Laboratório de Vibrações e Acústica, Dep. De Eng. Mecânica, UFSC, Florianópolis, SC, Brasil

b

RESUMO: Apresentamos um novo livro recentemente organizado e publicado, escrito em parceria de diversos autores brasileiros e um autor chileno. O trabalho se justifica pela obrigatoriedade no Brasil, desde 2012, da inclusão da música como conteúdo no ensino fundamental e médio. Tal política surge num momento em que se sabe que, além de insuficientes professores de música, não há praticamente salas planejadas para tal finalidade, que requer controle de ganho, tempo de reverberação, coeficiente de clareza e níveis de ruído. O objetivo do trabalho de pesquisa era explorar, na literatura e mediante consulta, quais as preferências dos professores de música (instrumentos e voz) quanto às características acústicas de salas para salas de aula prática e ensaio; ainda, através de experimentação in loco e em câmara reverberante, e ainda de simulação computacional determinar alguns índices acústicos relacionados mais diretamente à adaptação de salas de aula convencionais para atividades práticas em música. O material desenvolvido deve subsidiar o trabalho de gestores escolares, arquitetos, construtores e professores de música. O livro está sendo distribuído gratuitamente, impresso e também em arquivo digital, às mais de cinco mil secretarias municipais de educação do Brasil.

KEYWORDS: Acústica arquitetônica. Adequação acústica. Salas de prática de música. Salas de estudo de música. Educação musical.

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1. PROJETO “ARQUITETURAS PARA UM BRASIL MUSICAL” (ABRAMUS) O projeto “Arquiteturas para um Brasil Musical – ABRAMUS” foi submetido, no ano de 2009, a um edital intitulado Pró-Cultura, lançado em conjunto entre o Ministério da Cultura e o Ministério da Educação, pela Coordenação de Aperfeiçoamento do Pessoal de Nível Superior (CAPES). Foi resultado de uma coordenação de interesses entre três universidades: a Universidade Federal do Paraná (envolvendo o Programa de Pós-Graduação em Construção Civil – PPGCC, hoje intitulado PPGECC, o Departamento de Teoria e Prática de Ensino, e o Curso Superior de Tecnologia em Luteria, que naquele ano iniciava suas atividades), a Universidade Federal de Santa Maria (envolvendo tanto o Programa de Pós-Graduação em Engenharia civil, como o recém-criado Curso Superior de Engenharia Acústica) e a Universidade Federal do Pará (Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica). A proposta enviada foi aprovada (sendo a única originada em programas de Engenharia), e as atividades se iniciaram ainda no ano de 2009. Aspecto relevante do contexto em que surgiu esta proposta era a aprovação da Lei 11.769/08, que previa o retorno, para 2012, da música como conteúdo obrigatório na Educação Básica, no Brasil, compreendendo o ensino fundamental e médio. Tal fato despertou preocupação e suscitou o debate, primeiro, devido ao conhecido déficit de professores de música. Um segundo ítem de preocupação que surgiu foi a falta de condições físicas adequadas nas escolas. O objetivo do trabalho de pesquisa era explorar, na literatura e mediante consulta, quais as preferências dos professores de música (instrumentos e voz) quanto às características acústicas de salas para salas de aula prática e ensaio; ainda, através de experimentação in loco e em câmara reverberante, e ainda de simulação computacional determinar alguns índices acústicos relacionados mais diretamente à adaptação de salas de aula convencionais para atividades práticas em música. Os recursos aprovados foram cinco bolsas de mestrado e mais os recursos materiais para a realização de três seminários de pesquisa. Ainda, houve apoio para uma publicação científica a ser distribuída com alcance nacional. A equipe optou por um livro, de que é assunto desta apresentação.

Figura 1- Capa frontal e última capa do livro ”Espaços para aprender e ensinar música: construção e adequação” Apresentamos, a seguir, o conteúdo do livro, iniciando com a importância do assunto no atual momento da Educação Musical no Brasil, e passando depois para um problema central: a definição de condições acústicas ideais para ensino e estudo ou ensaio de

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instrumento e voz. Posteriormente, apresentamos outros assuntos relevantes: a realidade das salas de ensino de música e sua abordagem de campo, de laboratório e por simulação numérica. Uma próxima parte diz respeito a recomendações para construções novas e existentes. Há muito tempo se observa que o planejamento da construção dos prédios escolares deve ser “orientado pelo conjunto de atividades às quais se destina, tomando-se em consideração os aspectos pedagógicos, cultural e social” (CEBRACE, 1979, p. 09). Os dados levantados no projeto ABRAMUS, em especial as pesquisas que resultaram nas Dissertações defendidas por bolsistas, contribuíram com dados que podem ser empregados em todo o Brasil, como foi o caso da absorção sonora de elementos e mobiliários do dia a dia das salas de aula, apresentados no Capítulo 5. Enfim, apresentamos a estratégia de distribuição adotada para o livro. É de fundamental importância a criação de mecanismos que façam ressoar nos poderes públicos a necessidade do respeito às peculiaridades de cada escola. A criação de redes multidisciplinares de pesquisadores de diversas regiões do Brasil – como o Projeto ABRAMUS – já defendida há quase duas décadas (PAIXÃO, 1997) é um dos caminhos para evitar equívocos num País continente, como o Brasil, com grandes diferenças socioculturais e até climáticas. Procurou-se, portanto, conhecer o ontem, avaliar o hoje e auxiliar no delineamento das futuras salas para o ensino da música nas escolas brasileiras.

2. EDUCAÇÃO MUSICAL E ACÚSTICA DE SALAS Em qualquer situação educacional e para o ensino de música em particular, para que um som seja ouvido, é necessário que não haja outros sons concorrentes, ou seja, mascaramento. O ambiente ideal é aquele que classificamos genericamente como silencioso. Mesmo que silêncio absoluto não possa ser experimentado, o silêncio relativo é a condição necessária para ouvir e fazer música. Em ambientes, mal isolados acusticamente, atividades de audição musical são frequentemente frustradas, uma vez que há uma sobreposição de sons, criando uma ‘cacofonia’ que impossibilita o contato dos alunos com objeto principal da Educação Musical que é a própria música. Outro aspecto profundamente comprometido com a falta de isolamento acústico é a exploração de um elemento essencial da música: a dinâmica. A dinâmica é a variação de intensidades em uma música, ou seja, os contrastes criados por trechos mais pianos ou mais fortes e suas infinitas graduações. Em aulas de música, seja em momentos de audição ou de prática, locais acusticamente mal isolados só privilegiam os sons fortes. Todas as experiências em piano (sons de baixa intensidade) não são ouvidas, o que compromete toda atividade musical. Perder a oportunidade de experimentar a variação de dinâmica, seja como ouvinte ou durante a prática musical, é privar os estudantes de experimentar um dos elementos mais expressivos da arte musical. É por meio da dinâmica que se criam contrastes que são capazes de prender a atenção do ouvinte, emocioná-lo e, sobretudo, envolve-lo no discurso musical. A escola deveria ser um ambiente onde a dinâmica é explorada, uma vez que ela é pouco experimentada no cotidiano e fora das experiências escolares há poucas oportunidades para experimentar a expressividade da variação de dinâmica. Por exigir ambientes de relativo silêncio, as músicas com grande variação de dinâmica não são viáveis nos locais tradicionais

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do nosso convívio. Por isso, soluções tecnológicas como o ‘compressor’ são utilizadas para manipular músicas a fim de não trazerem grandes variações entre os trechos mais fortes e outros mais pianos (uma vez que esses últimos não seriam ouvidos em ambientes ruidosos). Mesmo em escolas privilegiadas, cujas salas de aula têm um bom isolamento acústico (preservando-as dos ruídos externos), enfrenta-se outro problema para o ensino da música: a inadequação acústica dos ambientes internos. Há estudos que demonstram as condições acústicas ideais para o ensino de música, variando entre ambientes reverberantes ou secos (ROCHA, 2010). Esses estudos geralmente levam em conta o ensino de música nos moldes de conservatório (aulas individuais, grupos instrumentais e vocais). No que se refere à Educação Básica, onde muitos alunos são reunidos em uma só sala, o principal problema é o excesso de reverberação dos ambientes. Os obstáculos causados por salas com reverberação excessiva não são exclusivos da área da Educação Musical. Não é raro ouvir queixas de estudantes que têm cefaleias causadas pela dificuldade em se concentrar durante a aula, em virtude da ininteligibilidade da voz do professor, causada pela reverberação em excesso. Por outro lado, é comum encontrar professores com problemas vocais devido à sua má utilização da voz, na tentativa de se sobrepor aos ruídos externos e, sobretudo vencer o rebatimento excessivo de sua própria voz. No que se refere à aula de música, a reverberação excessiva pode ser um empecilho incontornável. Em atividades de apreciação musical (audição), a reverberação mistura os sons, criando uma grande confusão que depõe contra própria música e provoca a irritabilidadedos alunos. Em atividades práticas, a reverberação exagerada também traz problemas complexos, pois os alunos participantes de um conjunto não são capazes de ouvirem suas próprias vozes. Em atividades de prática musical, os alunos não desenvolvem a capacidade de se ouvir e ouvir os colegas quando o ambiente é excessivamente reverberante. Levando em conta que a música é uma atividade frequentemente coletiva, é necessário desenvolver a capacidade de ouvir o outro e adaptar sua prática para que o conjunto possa alcançar bons resultados musicais, o que não é possível em ambientes inadequados. Como se nota, a reestruturação do espaço da música na escola brasileira é muito recente, o que acarreta na falta de orientações mais claras para a docência, incluindo a definição de conteúdos e de orientações metodológicas. Por outro lado, é por meio do reinício tardio que temos a oportunidade de construir propostas de Educação Musical que se inspirem em metodologias ativas que culminem na autonomia do aluno diante do mundo sonoro e musical no qual vive. Esse reinício também é a oportunidade de levar em consideração as exigências acústicas que são tão inerentes ao ensino da música. Não é exagero afirmar que, diante dos novos desafios decorrentes da Lei 11.769/08, as condições acústicas das salas onde a música é ensinada estão entre os fatores mais importantes, pois é por meio da audição que o encantamento para a música poderá produzir bons frutos. É diante desse desafio que o livro abordado neste artigo congrega uma equipe multidisciplinar interessada em discutir parâmetros adequados de avaliação acústica, assim como propor soluções que possam transformar espaços escolares em espaços privilegiados de Educação Musical.

3. A BUSCA DE CONDIÇÕES ACÚSTICAS IDEAIS Uma preocupação inicial do projeto foi responder à pergunta: quais condições acústicas ideais para aulas práticas de música, assim como estudo individual ou ensaio de grupos? Tal questão tem se mostrado preterida, se não perdida na literatura científica, na tensão entre a acústica de

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salas de aula teórica e a acústica de salas de concerto. No entanto, permeia situações de educação musical. Há muitos mitos, como o da sala de estudos acusticamente seca, para não mascarar a produção de som. No entanto, a limitação em volume de tais espaços, que dificilmente se aproximam daquele comum nas salas de concerto, produz experiência sonora bastante distinta: grande ganho com pouca reverberação. No intuito de responder à pergunta, foi desenvolvida a dissertação de mestrado de Rocha (2010). A autora entrevistou professores e alunos de canto e de instrumentos diversos a respeito de condições ideais para o ensino-aprendizagem da música. Para tanto, referiu-se a salas que eles comumente utilizavam na Escola de Música e Belas Artes do Paraná (EMBAP), que havia previamente caracterizado quanto ao tempo de reverberação e características de isolamento de ruídos externos. A pesquisa pouco atingiu do seu objetivo, uma vez que não houve convergência das respostas. Entretanto, identificou uma lacuna relevante: falta aos professores de música o domínio de um vocabulário básico de acústica, que permita ao pesquisador formular perguntas e processar respostas minimamente quantitativas. Diante disso, o livro apresenta, no seu capítulo 2, definições básicas dos termos seguintes: - na avaliação objetiva, os termos inteligibilidade da fala, índice de transmissão da fala (STI), ruído de fundo, mascaramento, isolamento sonoro ou acústico, absorção sonora ou acústica, paisagem sonora, Tempo de Decaimento Inicial (EDT), clareza (C80), e definição (D50); - na avaliação subjetiva, segundo Beranek (1962; 2008), os termos intimismo, vivacidade, brilho, calor, intensidade de som direto, intensidade de som reverberante, balanço, difusão, mistura, retorno, definição ou clareza, ataque, textura, ausência de eco, ausência de ruído, qualidade tonal de faixa dinâmica. O capítulo 4 procura sintetizar resultados da pesquisa de opinião entre professores e alunos na Escola de Música e Belas-Artes do Paraná. Um questionário continha questões sobre a influência das características arquitetônicas do local no som produzido dentro do ambiente e, por tanto, na aprendizagem de música; outras questões diziam respeito à percepção do ritmo, da articulação, da dinâmica, da produção sonora e do timbre. Uma constatação geral foi que não existe uma correspondência entre curso (voz ou instrumento, e dentre estes, violão, violino, piano, percussão, flauta e metais) e ambiente utilizado. Ocorrem situações as mais diversas. Professores apontaram que salas em divisórias, piso e forro em madeira, mesmo que de volume relativamente grande, são tidas como secas a intermediárias em termos de reverberação. Ainda, ser comum que se mantenha janelas abertas, exceto para o violão (instrumento de menor potência sonora). Uma professora de piano comentou trabalhar com a sonoridade e o uso do pedal para se adaptar à sala de música. Não há consenso quanto à necessidade de a sala de estudo ou ensaio se parecer com a sala de concerto. Existe a tendência em se confinar estudantes que queiram estudar seus instrumentos em salas pequenas e, portanto, de grande ganho. Um professor que atua tanto lecionando violino como regendo lembra que, se o ambiente não interfere no estudo individual, nos grupos pode comprometer bastante a percepção rítmica, dinâmica e entrosamento. É relevante o fato de que, por nenhum dos entrevistados, foi indicado o tempo de reverberação como um parâmetro de adequação que deve ser importante no ensino e na aprendizagem. Chama atenção, na resposta dos alunos, a variedade de salas que utilizam para o estudo individual, o fato de não perceberem mudanças quando tocam com a janela aberta e também o pouco contato que têm com a sala de concerto. Ainda, a avaliação de uma mesma sala como viva por estudantes de violino, intermediária por estudantes de violoncelo e clarinete e, enfim, muito viva pelos estudantes de piano; fato que condiz com as medições de

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reverberação: nas baixas frequências o tempo de reverberação se manteve constante, não ultrapassando o tempo de 1s, aumentando próximo às médias frequências, ultrapassando o tempo de 1,4s, decaindo após esse tempo e voltando a atingir o tempo de menos de 1s nas altas frequências. A conclusão mais reveladora está no fato que, notadamente, existe falta de domínio do vocabulário básico de acústica por parte dos professores de instrumento e canto. Sendo assim, o cruzamento dos dados como: medições do tempo de reverberação, análise arquitetônica e levantamento de opinião de professores e alunos não indicou preferências para um sala ideal. Antes de se investigar as preferências acústicas, o ideal seria estabelecer um consenso entre os professores e alunos de músico sobre que critérios acústicos devem ser considerados.

4. A REALIDADE DAS SALAS DE AULA: LEVANTAMENTO O capítulo 3 do livro apresenta o problema da acústica de salas para aula teórica. Trata-se de uma revisão bibliográfica e a descrição de um levantamento experimental em diversas escolas da cidade de Santa Maria (RS) a respeito desse assunto, bem mais conhecido. Encontrou-se um excessivo de ruído de fundo, oriundo de diversos tipos de fontes externas e internas à sala de aula. Tal problema aponta aspectos defeituosos já na localização (próxima a fontes de ruído como rodovias) e orientação (aberturas voltadas para fontes de ruído) das edificações. Outros aspectos defeituosos são fontes de ruído internas à escola (notadamente o pátio) e às salas de aula (principalmente ventiladores, condicionadores de ar, sistemas multimídia e lâmpadas). Por outro lado, encontrou-se ocorrência de alto tempo de reverberação em baixas frequências e falta de espalhamento em altas frequências, ambos os problemas em decorrência da desconsideração de critérios acústicos no projeto. Embora se tratem de salas de aula teórica – um objeto aparentemente distinto daquele sobre a qual lançamos foco no projeto –, foi possível detectar problemas de interesse da Educação Musical. Os problemas de ruído externo e interno, assim como da inadequação interna incluindo reverberação e difusão, mostraram-se maiores que as nuances que diferenciam a finalidade educacional: aulas teóricas ou prática de música. O capítulo 5 do livro relata medição em algumas escolas em Santa Maria (RS). As escolas foram reavaliadas in loco e foi preenchido um instrumento de cadastro com informações detalhadas. Há casos em que houve significativas alterações físicas ao longo dos anos ou que prédios novos foram construídos. Até novas escolas surgiram para atender o crescimento da cidade. Além disso, necessitava-se a informação basilar de como as escolas estavam cumprindo (ou cumpririam) a legislação para a implantação das aulas de Música. Para viabilizar o trabalho, a análise foi restringida às escolas estaduais, mas o numeroso universo informado pela Coordenadoria Estadual de Educação (8ª CRE) levou a uma amostragem não probabilística que contemplasse as características da tipologia arquitetônica classificada em trabalho anterior da mesma equipe: Polivalente, Industrial, Nova Escola, CIEP e Projeto Próprio. Constatou-se que todas as escolas analisadas reservaram para as aulas de Música suas salas de vídeos, palestras ou eventos, ou seja, como esse conteúdo é obrigatório, mas não exclusivo, foi estruturado um calendário de atividades, fixando esse tipo de aula numa única sala para todas as turmas. A Erro! Fonte de referência não encontrada. exemplifica salas geralmente usadas somente na formação de auditório (para audição musical), enquanto a Erro!

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Fonte de referência não encontrada.

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identifica salas empregadas para atividades múltiplas,

inclusive dança. Percebeu-se em cinco salas uma notável discrepância entre valores de tempo de decaimento inicial (EDT ou early decay time), tempo de reverberação por banda de oitava, coeficiente de clareza (C80) e índice de inteligibilidade da fala. A análise das condições atuais dos prédios escolares, a pesquisa e o estudo das normas, procedimentos e recomendações técnicas são os primeiros passos no combate à cultura do descaso. As necessidades apresentadas numa sala de aula para o ensino da música são diferentes daquelas enfatizadas somente para a comunicação verbal professor/aluno. A presença de instrumentos musicais, por exemplo, não pode ser negligenciada.

5. MEDIÇÃO EM LABORATÓRIO E SIMULAÇÃO Uma importante contribuição da pesquisa, relatada no livro, é a caracterização de objetos comumente encontrados nas salas de aula quanto à sua absorção sonora. O trabalho de Gaida (2012) relata coeficientes inéditos na literatura, e que podem ser utilizados para orientar projetos de escolas, ou de adaptação: Tabela 1 - coeficientes de absorção acústica de objetos comuns na sala de aula Absorção Sonora (Α/nº objetos) Cadeira de Fórmica

125Hz 0,027

250Hz 0,014

500Hz 0,031

1000Hz 0,024

2000Hz 0,028

4000Hz 0,004

Cadeira de Pano

0,078

0,109

0,252

0,295

0,332

0,342

Cadeira de Plástico

0,098

0,160

0,216

0,180

0,157

0,123

Classe de Fórmica

0,016

0,018

0,034

0,042

0,055

0,053

Mochila

0,110

0,202

0,203

0,239

0,211

0,173

Quadro Negro

0,075

0,058

0,064

0,100

0,149

0,160

Cortina

0,087

0,137

0,253

0,459

0,590

0,644

No capítulo 6, foram caracterizadas acusticamente seis salas para a prática e o ensino musical de uma universidade e também três salas de estudo e três salas de vídeo destinadas à aprendizagem musical em escolas de ensino básico. Foi possível verificar que das salas avaliadas algumas delas atenderam critérios de qualidade acústica para desenvolver atividades musicais. O uso de ferramentas computacionais permitiu comprovar os resultados levantados mediante ensaios experimentais nas mesmas salas, na faixa de frequência de análise. Assim, a simulação computacional das salas mostrou sua utilidade e potencial para predizer os valores relacionados aos parâmetros utilizados para avaliação da qualidade acústica. Cabe ressaltar que no procedimento de construção de um modelo de simulação acústica de salas, a correta modelagem das fontes sonoras, dos receptores, das propriedades acústicas dos materiais e dos fenômenos da propagação representará de forma mais apropriada o comportamento acústico de salas para o ensino e prática musicais.

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O capítulo 8 apresenta uma possibilidade promissora: o dimensionamento acústico virtual de uma sala, levando-se em consideração os aspectos de condicionamento acústico. Não foram incluídos comportamentos modais da sala, que devem ser prevenidos com base no capítulo 7 (recomendações). Apresentou-se a influência (sensível) do recurso a painéis de absorção acústica, cujo resultado pôde ser apreciado mediante a auralização. Tal recurso se mostra promissor, uma vez que esclarece até a gestores leigos no assunto da acústica as consequências de suas decisões de projeto.

6. RECOMENDAÇÕES PARA CONSTRUÇÕES NOVAS E REFORMAS O capítulo 7 procura relacionar recomendações para a construção de salas novas e também para a adequação de salas existentes. No primeiro caso, foram buscados do aspectos ideais de localização e partido arquitetônico, com impacto sobre o ruído de fundo, e também o volume disponível. Ainda no primeiro caso, e como medidas principais no segundo caso, foram explorados aspectos de adequação que comumente implicam em maior custo na obtenção de condições acústicas no interior da sala (como forma, absorção e distribuição dos materiais de revestimento). Deve-se atentar à preocupação para a conjugação da questão acústica com questões térmica, de iluminação e de qualidade do ar. Ocorre que, como dispositivo físico, a sala de aula agrupa necessariamente todos os aspectos físicos, que não deveriam ser tratados de forma isolada, mas sempre agrupada. Em especial, este capítulo contou com ilustrações de conteúdo técnico em que se procurou primar pela facilidade de compreensão.

Figura 2 - exemplo de ilustração do livro (sala de aula teórica, e sala para apresentações musicais adaptada no mesmo local, mostrando diferença de volume

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7. ESTRATÉGIA DE DISSEMINAÇÃO DO LIVRO Com uma tiragem encomendada de 7500 exemplares, pensamos, inicialmente, em enviar um livro para cada Secretaria Municipal de Educação em solo brasileiro. Seriam mais de 5500 exemplares enviados em caixas dirigidas uma a cada Secretaria Estadual de Educação, que ficaria encarregada de repassar aos municípios. Ainda, um livro seria enviado a cada instituição federal de ensino superior, e outros seriam distribuídos a pesquisadores de Acústica e Educação Musical. Posteriormente, o critério de atingimento de cada município passou a ser questionado, pois nos aproximamos das eleições estaduais, e o receio de uma perda de continuidade nas equipes das Secretarias nos fez esperar para programar a estratégia de distribuição mais adequada. A equipe considera mais oportuna a distribuição a partir de especialistas em Educação Musical, em Acústica, ou gestores que se possa acessar diretamente, com maior comprometimento de interesse. Juntamente com a distribuição de livros, deverá acontecer uma pesquisa a respeito das condições físicas para ensino de música nas escolas de ensino básico no Brasil, e que postura têm os gestores com respeito à adequação. Nesse modelo a distribuição dos livros deve se alongar por mais tempo, mas permite que o trabalho tenha resultados mais significativos na sensibilização de gestores públicos quanto à necessidade de adequação dos espaços existentes e na atenção aos novos projetos.

8. AGRADECIMENTOS À CAPES e ao Ministério da Cultura pelo apoio. À EMBAP pelo acesso às instalações.

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS [1] CENTRO BRASILEIRO DE CONSTRUÇÕES E EQUIPAMENTOS ESCOLARES (CEBRACE). Estabelecimento de ensino de 1º Grau: especificações escolares 7. Rio de Janeiro, MEC/CEBRACE, 1979, 183 p. [2] PAIXÃO, D.X. da. Análise das condições acústicas em sala de aula. 1996. 208 f. Dissertação (Mestrado em Educação)-Universidade Federal de Santa Maria, Santa Maria, 1997. [3] GAIDA, C. R. Caracterização das condições acústicas de salas de aula destinadas ao ensino da música na educação básica. 2012. Dissertação (Mestrado em Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil) - Universidade Federal de Santa Maria, Santa Maria, 2012. [4] ROCHA, L.S. Acústica e educação em música: estudo qualitativo de critérios acústicos para sala de ensaio e prática de instrumento e canto. Dissertação. PPGECC. Curitiba: UFPR, 2010. Disponível em http://www.prppg.ufpr.br/ppgcc/dissertacoes

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