TR-254 - Conductividad hidráulica e hichamiento de GCLs

TR-254 - Conductividad hidráulica e hichamiento de GCLs

REFERENCIA TÉCNICA
CONDUCTIVIDAD HIDRÁULICA Y CAPACIDAD DE
HINCHAMIENTO DE REVESTIMIENTOS DE ARCILLA
GEOSINTÉTICA NO PREHIDRATADOS, IMPREGNADOS CON
DISOLUCIONES INORGÁNICAS MULTIESPECÍFICAS
Kolstad, D.C., Benson, C.H. and Edil, T.B., Journal of Geotechnical and Geo-environmental
Engineering, ASCE, Vol. 130, No. 12, December 2004, pp.1236-1249.
INTRODUCCIÓN
Este artículo examina la influencia de las soluciones inorgánicas multiespecíficas en la capacidad de
hinchamiento y en la conductividad hidráulica de los GCL no prehidratados que llevan bentonita de
sodio. Este trabajo es una continuación de la investigación realizada por Benson, Edil y sus
estudiantes en el campo de las arcillas, incluyendo los GCL (consultar el TR-326 de CETCO). Las
soluciones inorgánicas multiespecíficas se mezclaron utilizando agua desionizada, sales de cationes
monovalentes (NaCl y/o LiCl) y sales de cationes divalentes (CaCl2 y MgCl2). Las pruebas de
conductividad hidráulica de los GCL se realizaron empleando permeámetros de pared flexible y un
promedio de tensión efectiva de 20 kpa (kilopascales, 3 libras por pulgada cuadrada [psi]) y un
promedio de pico de presión de 0,6 metros (2 pies). Las pruebas de conductividad hidráulica de los
GCL se llevaron a cabo según el método ASTM D6766, hasta que las conductividades eléctricas
afluente y efluente se desviaron menos del 10%. Las pruebas de hinchamiento libre (sin
confinamiento) también se realizaron según el método ASTM D6141 empleando las soluciones
inorgánicas multiespecíficas como líquido de prueba.
Se observó que la fuerza iónica y el índice de concentración de cationes monovalentes con respecto
a la raíz cuadrada de la concentración de cationes divalentes (RMD, por sus siglas en inglés) influían
en la capacidad de hinchamiento de la bentonita y en la conductividad de los GCL. Se elaboró un
modelo de regresión de la conductividad hidráulica de los GCL en función de la fuerza iónica y la
RMD de la solución de impregnación. Los resultados de este modelo se representan en la ecuación
3, y de manera gráfica en las figuras 7 y 10(a) del artículo.
También se realizó una búsqueda bibliográfica sobre información química de lixiviados de diversas
instalaciones de contención de residuos, los resultados de la cual se enumeran en la Tabla A. La
figura 10(b) representa la fuerza iónica y la RMD de dichos lixiviados en su correspondiente diagrama
de isopermeabilidad. El diagrama implica que una gran cantidad de lixiviados de vertederos de
residuos sólidos urbanos (RSU), lixiviados de residuos de minería, así como algunos residuos tóxicos
y lixiviados de cenizas en suspensión, darían como resultado unas conductividades hidráulicas
elevadas (>10-7 cm/s) de los GCL.
FE DE ERRATAS
Los autores incluyeron una errata en el número de julio de 2006 del Journal of Geotechnical and
Geo-environmental Engineering (Revista de ingeniería geotécnica y geoambiental) de la ASCE. Se
notificaron las correcciones siguientes:
• Las unidades de la RMD en el texto, las tablas y las figuras deberían ser M1/2, no mM1/2.
• Ecuación 3. La ecuación correcta es:
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log Kc/log KDI = 0,965 – 0,976*I + 0,0797*RMD + 0,251*I2* RMD
•
Los valores de coordenadas para los lixiviados de cenizas en suspensión en la Tabla A están
dibujados incorrectamente en la figura 10(b). Según los datos, todos los valores de lixiviados de
cenizas en suspensión deberían estar entre las líneas de isopermeabilidad de 10-8 y 10-9 cm/s.
REVISIÓN DE LOS DATOS
La mayoría de la información química sobre los lixiviados de RSU que se representan en la Tabla A
corresponde a datos anteriores a 1990. La información química sobre los lixiviados de RSU para las
celdas construidas antes de 1990 no es nada representativa de los vertederos de RSU modernos, ya
que: 1) entonces era una práctica frecuente el realizar vertidos industriales, de sustancias peligrosas
y de diversos residuos líquidos (antes de que se promulgaran las normativas nacionales actuales
sobre residuos sólidos), y 2) es posible que las muestras no se hayan obtenido de lugares de
muestreo controlados ya que, por aquel entonces, muchos vertederos no contaban con sistemas de
recolección y recuperación de lixiviados (Bonaparte et al., 2002). La diferencia entre estos dos
periodos de tiempo en cuanto a la química de lixiviados de RSU se hace bastante patente si se
separan los datos anteriores y posteriores a 1990. Con respecto a la bibliografía publicada antes de
1990, el promedio de fuerza iónica era de 0,24 M, con una media de RMD de 0,22 M1/2 y la fuerza
iónica máxima se encontraba en 0,62 M, con una RMD de 0,31 M1/2. En el caso de la bibliografía
posterior a 1990, el promedio de fuerza iónica es de 0,12 M con una RMD de 0,16 M1/2 y una fuerza
iónica máxima de 0,24 M con una RMD de 0,18 M1/2 (tabla A).
Tabla A. Datos químicos de lixiviados de vertederos de RSU.
Media
Máximo
Fuerza iónica
RMD
Fuerza iónica
(M)
(M1/2)
(M)
Kolstad: 17
0,24
0,22
0,62
casos
anteriores a
1990
Kolstad: 5
0,12
0,16
0,24
casos
posteriores a
1990
Estudio de la
0,06
0,11
0,22
EPA (Agencia
de Protección
Ambiental de
EE. UU.): 26
casos
posteriores a
1990
Combinación
0,07
0,11
0,24
de 31
casos
posteriores a
RMD
(M1/2)
0,31
0,18
0,22
0,18
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1990
Los datos separados de Kolstad muestran que los lixiviados de RSU modernos (posteriores a 1990)
presentan una potencia iónica menor que los lixiviados de RSU antiguos (anteriores a 1990).
Los datos de compuestos químicos de los lixiviados obtenidos de 26 vertederos después de 1990
como parte de un importante estudio de la USEPA (Agencia de Protección Medioambiental de
EE. UU.) (Bonaparte et al. 2002) también se muestran en la tabla A. Los valores de fuerza iónica se
calcularon a partir de la conductancia específica medida según lo dispuesto por Snoeyink y Jenkins
(1980). Las RMD se calcularon a partir de los datos disponibles sobre las concentraciones de calcio,
magnesio y sodio. Los lixiviados de RSU en el estudio de la USEPA tenían una fuerza iónica
estimada de 0,06 M y una RMD de 0,11 M1/2. Combinando los casos posteriores a 1990 de Koldstad
y de la USEPA se obtiene un promedio de fuerza iónica de 0,07 M y de RMD de 0,11 M1/2.
Con la modificación de la figura 10(b), que corrige los valores de coordenadas de cenizas en
suspensión y elimina los datos de RSU de Kolstad anteriores a 1990, se obtienen los resultados que
se indican en la figura 1.
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Figura 1. Figura 10(b) de Kolstad et ál. 2004 modificada para GCL impregnado a un promedio de 20 kpa (3 psi) de tensión
efectiva. Cuando los valores de cenizas en suspensión se corrigen y se retiran los valores de datos de lixiviación química
de RSU anteriores a 1990, unos pocos lixiviados provocan un aumento considerable de la conductividad hidráulica del GCL.
INTERPRETACIÓN DE LOS DATOS
El GCL estudiado en la investigación de Kolstad tenía una conductividad hidráulica de 9 x 10-10 cm/s
cuando se impregnaba con agua destilada. La ecuación 3 de Kolstad predice la conductividad
hidráulica del GCL no prehidratado, impregnado con compuestos químicos inorgánicos. Empleando
los datos de compuestos químicos de los lixiviados de RSU posteriores a 1990 de la tabla A, el
modelo de Kolstad da como resultado una media de conductividad hidráulica a largo plazo de 6,4 x
10-9 cm/s y un máximo de 1,7 x 10-7 cm/s a un valor medio de tensión efectiva de 20 kpa (3 psi).
Sin embargo, como apuntan los autores, el modelo expresado en la ecuación 3 no tiene en cuenta 1)
los valores más elevados de tensión efectiva que tienden a disminuir la permeabilidad, 2) la
prehidratación de las partes subterráneas o 3) el aumento del pH con el transcurso del tiempo. El
modelo debería ajustarse para tener en cuenta al menos los 2 factores más importantes. Petrov
(1997) desarrolló la ecuación siguiente para el efecto del estrés de confinamiento en la conductividad
hidráulica de los GCL impregnados con agua destilada:
log KDI = -8,0068 – 0,5429 log σ
En donde KDI se expresa en cm/s y σ en kPa.
Bonaparte et ál. observaron que 74 celdas en el estudio de la USEPA presentaban alturas máximas
que iban de 8 a 69 metros (26 a 226 pies), con una media de 27,5 metros (90 pies). Suponiendo una
densidad de los RSU de 961 kg por metro cúbico (60 libras por pie cúbico) (Daniel, 1993), el estrés
efectivo habitual de un revestimiento para RSU sería de 255 kPa (37 libras por pulgada cuadrada
[psi]). Aunque la fórmula desarrollada por Petrov se supone que es válida solo para una tensión
efectiva de entre 3 y 120 kPa (0,4 a 17 psi), la correlación parece seguir una tendencia lineal. Por
tanto, resulta razonable utilizar también esta fórmula con un estrés de 255 kPa (37 psi), un valor justo
un poco por encima del intervalo indicado en la escala logarítmica. Para un aumento de la tensión
efectiva desde 34,5 hasta 255 kPa (5 a 37 psi), la ecuación de Petrov resulta en un descenso del
65% en la conductividad hidráulica del GCL. Las predicciones que se desprenden del modelo de
Koldstad, ajustadas para los datos de compuestos químicos de los lixiviados de RSU posteriores a
1990 y para una tensión efectiva de 255 kPa (37 psi), dan como resultado una conductividad
hidráulica media a largo plazo del GCL no prehidratado de 2,3 x 10-9cm/s y un máximo de 6 x 10-8
cm/s para vertederos de RSU.
Se habrían esperado conductividades hidráulicas incluso menores si el GCL se hubiese hidratado
con la humedad subterránea. Lee y Shackelford (2005) mostraron que los GCL prehidratados con
agua desionizada e impregnados después con una solución 0,1 M de CaCl2 (I = 0,3 M) mostraban
una conductividad hidráulica 3 veces menor en comparación con los GCL no prehidratados. Pero las
pruebas con CaCl2 = 0,05M (I = 0,15M) indicaron que el efecto de la prehidratación era insignificante.
Es posible que la prehidratación del GCL aumente a largo plazo la conductividad hidráulica a I =
0,24M, que es la cota superior observada del intervalo de fuerza iónica del RSU. Sin embargo,
deberán realizarse más estudios en este campo.
La mayor fuerza iónica observada en los lixiviados de RSU fue la correspondiente a los lixiviados de
RSU recientes (<5 años). Una vez que se acaba el vertido de residuos y se entierra el vertedero, los
microorganismos metanógenos comienzan a proliferar en el vertedero de RSU y el pH empieza a
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aproximarse a un valor neutro a medida que los ácidos se convierten en metano y se establece un
sistema de tampón bicarbonato durante la fase de fermentación del metano (Bonaparte et ál 2002).
Las concentraciones de cationes divalentes libres irán descendiendo al aumentar el pH debido a la
solubilidad de dichos cationes divalentes (Snoeyink y Jenkins, 1980). Por tanto, tras el cierre del
vertedero descenderá la fuerza iónica del lixiviado de RSU. Como consecuencia, se puede
considerar que con la prehidratación del GCL y/o el envejecimiento del lixiviado, la media de
conductividad hidráulica de 2,3 x 10-9 que se calculó anteriormente para los vertederos de RSU es
ciertamente comedida.
Giroud (1997) ha elaborado ecuaciones para los índices de filtraciones a través de los desperfectos de las
geomembranas. Partiendo de las condiciones de un vertedero convencional de RSU, estas fórmulas
indican que el índice de filtración a través de los desperfectos de la geomembrana va en función de la
conductividad hidráulica de la arcilla subyacente. De este modo, en base a los cálculos de
conductividades hidráulicas a largo plazo de los GCL arriba descritos, un revestimiento para RSU
compuesto de GM/GCL debería presentar un menor índice de filtraciones que un compuesto de GM/CCL,
donde el CCL tiene un índice de conductividad hidráulica de 10-7 cm/s. Este hecho está avalado por los
datos sobre los índices de filtraciones en vertederos de RSU con revestmientos compuestos de GM/GCL
y GM/CCL analizados en el estudio de Bonaparte et ál. (véase el TR-316 de CETCO).
CONCLUSIÓN
En las conclusiones de su estudio, Kolstad et ál. determinan que "unas conductividades hidráulicas
altas (es decir, >10-7 cm/s) no son adecuadas para GCL no hidratados en revestimientos de suelo, en
multitud de instalaciones de contención de residuos sólidos". Basándose en los datos revisados
descritos en el documento, se puede afinar aún más esta conclusión afirmando que a) el rendimiento
hidráulico de un GCL en un revestimiento del suelo de un vertedero no se verá afectado
significativamente por un lixiviado de RSU moderno y que b) las altas conductividades hidráulicas de
los GCL solamente aparecerán en ciertos casos de residuos no-RSU (por ejemplo: residuos tóxicos,
residuos de minería y/o cenizas en suspensión) cuando el lixiviado del residuo contenga fuerzas
iónicas más altas.
BIBLIOGRAFÍA
Bonaparte, R., Daniel, D. E. and Koerner, R. M., Assessment and Recommendations for Optimal
Performance of Waste Containment Systems, EPA/600/R-02/099, December 2002, U. S. EPA, ORD,
Cincinnati, OH, www.epa.gov/ORD/NRMRL/Pubs/600R02099/600R02099.pdf.
Daniel, D., Geotechnical Practice for Waste Disposal, Chapman & Hall, London, 1993.
Giroud, J.P., “Equations for Calculating the Rate of Liquid Migration Through Composite Liners Due to
Geomembrane Defects”, Geosynthetics International, Vol. 4, Nos. 3-4, pp. 335-348, 1997.
Lee, J. and Shackelford, C.D., “Concentration Dependency of the Prehydration Effect for a GCL”,
Soils and Foundations, Japanese Geotechnical Society, Vol. 45, No. 4, 2005.
Meer, S.R. and Benson, C.H., “In-Service Hydraulic Conductivity of GCLs Used in Landfill Covers –
Laboratory and Field Studies”, Geo Engineering Report No. 04-17, University of Wisconsin at
Madison, 2004.
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REFERENCIA TÉCNICA
Petrov, R.J., Rowe, R.K., and Quigley, R.M., “Selected Factors Influencing GCL Hydraulic
Conductivity”, Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, ASCE, Vol. 123, No. 8,
August 1997, pp. 683-695.
Snoeyink & Jenkins, Water Chemistry, John Wiley & Sons Publishers, New York, 1980.
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