De nuevo tenemos el placer de contar con la colaboración de Asier Castaño Ávila, Director de Proyectos de Ingeniería con más de 10 años de experiencia, y que en el post de hoy nos va a enseñar todo lo que necesitas saber sobre el tope estructural en micropilotes. Esperamos que lo disfruten.
¡Muchas gracias, Asier!
El artículo pretende analizar de forma pormenorizada el cálculo del tope estructural en micropilotes, concretamente el cálculo propuesto por las recomendaciones españolas de la “Guía para el proyecto y la ejecución de micropilotes en obras de carretera”.
La determinación del valor del tope estructural es lo primero que se suele realizar porque, normalmente partiendo de dicho valor, se decide la longitud de la cimentación profunda que es necesaria para poder aprovechar suficientemente la capacidad estructural.
El cálculo matemático del tope estructural es muy simple pero intervienen numerosos factores entre los que se encuentran las condiciones de ejecución y del propio terreno, como suele ser habitual en la ingeniería geotécnica, de modo que, para su cálculo es necesario conocer de primera mano el procedimiento de ejecución a realizar y el comportamiento geotécnico del terreno en el que se realizan.
Tope estructural de micropilotes según la Guía de Micropilotes
Lo primero que destaca sobre el tope estructural en micropilotes es que no se abarca desde un concepto de tensión admisible para la máxima carga en servicio, como se realiza en pilotes, sino que se realiza una comprobación en rotura para estado límite último empleando el método de los coeficientes parciales de seguridad.
De acuerdo con la Guía de Micropilotes, la resistencia estructural del micropilote a compresión o tope estructural viene definido por:
La fórmula se basa en las siguientes consideraciones:
- fsd, fyd: Considera las resistencias de cálculo de la lechada y del acero, es decir, minoradas y, además, limita la tensión de cálculo del acero a 400 MPa, para garantizar la compatibilidad de deformaciones de la lechada y el acero puesto que la normativa considera una deformación unitaria límite del hormigón del 2 ‰: .
- Aa: La sección de cálculo de la armadura debe reducirse con la pérdida de espesor exterior por efecto de la corrosión y, además, considerar el efecto de la unión entre tramos de micropilotes:


- Fe: Se reduce la resistencia a través de un coeficiente de influencia del tipo de ejecución que tiene en cuenta la naturaleza del terreno y el sistema de perforación empleado:

- R: Factor empírico de pandeo a considerar cuando:
- El micropilote esté rodeado por arenas con compacidades flojas a medias o suelos cohesivos con consistencias blandas a medias. Estaríamos hablando para arenas con SPT inferiores a 10:

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- En caso de que existan zonas del micropilote denominadas libres (sin coacción lateral), por existir huecos en el terreno, sobresalir el micropilote de la superficie del mismo, o estar rodeado por terrenos inestables. Se consideran terreno inestables los siguientes:
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- Suelos no cohesivos con coeficiente de uniformidad inferior a dos (Cu = D60/D10 < 2) que se encuentren bajo nivel freático.
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- Suelos no cohesivos de compacidad floja, con índice de densidad inferior o igual a treinta y cinco centésimas (ID ≤ 0,35). Un índice de densidad de 0,35 se corresponde con el límite de consistencia floja, de modo que hace referencia a terreno granulares son SPT inferior a 10.
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- Suelos muy blandos, con resistencia al corte sin drenaje inferior a quince kilopascales (su < 15 kPa). Adoptando de forma simplificada que su = qu/2, se correspondería con SPT inferiores a 4:
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- El factor de reducción se adopta:


Como podemos ver a primera vista, la formulación es muy sencilla y cualquiera con unos conocimientos mínimos puede aplicarla, sin embargo, vamos a analizarla viendo los factores que intervienen y haciendo un análisis crítico de cada uno de ellos.
En primer lugar la fecha de publicación de la Guía de Micropilotes es el 2005, momento en el que se encontraba vigente la normativa de hormigón estructural EH-91, la cual recogía la siguiente formulación para soportes mixtos:

Es evidente la procedencia de la formulación y destacan dos factores principalmente:
- Se divide la resistencia global por 1,20 para tener en cuenta la incertidumbre que existe en el punto de aplicación de la carga. Este factor podía tener sentido para soportes según la EH-91, pero ha quedado en desuso ya que se emplean excentricidades mínimas para la verificación de las secciones. En el caso de micropilotes, los cuales se ubican habitualmente en un encepado rígido y confinados por el terreno, dicha minoración es de dudosa aplicación real.
- Se reduce la capacidad de la lechada por 0,85 que es el factor que tiene en cuenta el cansancio del hormigón cuando está sometido a altos niveles de tensión de compresión debido a cargas de alta duración. Este factor lo siguen recogiendo las normativas actuales pero no fijan su obligatoriedad de uso, dejando a criterio del proyectista en función de la relación de carga permanente/sobrecarga. Teniendo en consideración la aplicación de los coeficientes de mayoración de carga y minoración de resistencia, es difícil de esperar una rotura prematura por cansancio del hormigón a compresión, motivo por el que no suele emplearse en el diseño de estructuras de hormigón armado, quedando su aplicación restringida a estructuras con pretensado, donde las tensiones de compresión sí quedan en muchos casos cerca del límite de rotura, especialmente en las zonas de introducción de carga y desviación.

- Para secciones mixtas con armadura tubular, de acuerdo con la RPX-95 y el EC-4, en secciones circulares rellenas de hormigón, podría considerarse el aumento de la capacidad del hormigón debido al confinamiento, aunque se encuentra condicionado por la esbeltez del elemento, de modo que no parece prudente su aplicación.
- Se considera que como máximo, el diámetro del micropilote puede ser el diámetro de perforación, sin embargo, de acuerdo con los estudios de Bustamante (1996), gran desarrollador de la técnica de micropilotes, el diámetro efectivo es superior en función del tipo de terreno, del tipo de inyección y de la presión de inyección en comparación con la presión límite del terreno, de tal forma que la lechada rompe la estructura interna del terreno aumentando el diámetro nominal. Salvo en casos especiales, lo habitual es realizar una inyección única (IU) pero inyectando a una presión comprendida entre los 0,5-1,0 MPa, que suele ser suficiente superar la mitad de la presión límite de la mayoría de terrenos. Es cierto que dicho incremento está estudiado para la zona del bulbo en micropilotes y anclajes pero también es cierto que la presión de inyección se mide en la boca de perforación, de modo que se garantiza la presión mínima en toda la longitud.

Valores orientativos del módulo presiométrico y la presión límite de varios terrenos según la Guía de Cimentaciones
- La reducciones de espesor en función de la agresividad del terreno provienen de la UNE-EN 14199 “Ejecución de trabajos geotécnicos especiales” y del EC-3 Parte 5 “Pilotes y tablestacas”, de modo que las reducciones son de aplicación a perfiles de acero directamente en contacto con el terreno, caso que no es el de los micropilotes puesto que se encuentran dentro de la masa de lechada, por lo tanto, los valores de reducción de espesor por corrosión pueden resultar muy conservadores, aunque también es cierto que garantizar el recubrimiento del tubo también puede ser incierto.
- El coeficiente de ejecución en función del tipo de terreno y de perforación es un valor empírico que si lo analizamos en detalle, carece de sentido en sus reducciones más elevadas. Para ello vamos a hacer un ejemplo de cálculo con un micropilote tipo de 120 mm de diámetro de perforación y tubería 88,9×9 mm, con un mortero M30 y acero N-80:
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- Resistencia bruta del micropilote:
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- Resistencia del núcleo del micropilote:
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- Resistencia bruta del tubo del micropilote:
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- Resistencia del tubo compatibilizado del micropilote:
De lo anterior podemos sacar varias conclusiones:
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- La aportación de resistencia de la lechada es bastante pequeña debido a que la tubería representa una cuantía de acero muy elevada.
- La resistencia bruta del tubo, es decir, sin compatibilizarse con la deformación de la lechada puede llegar a ser superior incluso que a la bruta del micropilote completo. Es cierto que superar el valor de compatibilidad puede suponer un fallo en la transferencia de carga en el bulbo ya que es la lechada, con el rozamiento con el terreno, la que proporciona la resistencia por fuste.
- La relación entre la resistencia bruta y la del núcleo del micropilote es de 1,09 y con la del tubo compatibilizado es de 1,17. Realizando el mismo cálculo para un micropilote superior de perforación de 200 mm y tubería 139,7×9 mm, las relaciones son de 1,16 y 1,32 respectivamente.
- Por lo tanto, la aplicación de coeficientes reductores de ejecución tan elevados, conlleva resistencias reducidas incoherentes.
- El coeficiente de reducción por pandeo es impreciso y fácil de calcular, lo que implica una aplicación inmediata por parte de todos los proyectistas, lo que implica reducciones habituales de en torno al 20%. El fenómeno del pandeo de cimentaciones profundas puede analizarse de una forma más precisa y, de hecho, la propia Guía de Micropilotes recoge un análisis de la inestabilidad estructural basada en las propiedades elásticas del terreno:
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- Se establece la necesidad de tener en cuenta el efecto del pandeo si se verifica una inecuación, la cual reordenada, es la expresión de carga crítica propuesta por Bjerrum (1957):
El factor KD depende de la resistencia unitaria del terreno a la penetración estática, la cual rara vez está disponible en los estudios de campo, de modo que se propone la correlación propuesta por Robertson et al. (1983):



Atendiendo detalladamente a la fórmula, podemos darnos cuenta que el coeficiente KD no deja de resultar del producto del coeficiente de balasto lateral del terreno y el diámetro del micropilote.
Si tanteamos un poco con la fórmula, veremos que nos resultarán terreno inestables los granulares bajo el nivel freático con SPT inferiores a 4 y arcilla con SPT inferiores a 20.
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- En caso de necesitar evaluar el efecto del pandeo, se puede determinar la carga crítica de pandeo en base a las propiedades elásticas del terreno y del propio micropilote en base a la formulación planteada por Francis et al. (1965) y Toakley (1965):


Como se puede observar, la longitud de pandeo no tiene por qué ser igual al espesor del estrato de terreno inestable sino que puede formar ondas sinusoidales en función de las propiedades elásticas micropilote-terreno.
- Por último, el factor de influencia del tipo de unión indica que para las conexiones empleadas habitualmente no se produce pérdida de resistencia a compresión. Las conexiones entre tubería de micropilotes son un “rara avis” puesto que no existe una normalización en su tipo ni se le exige una sobreresistencia sobre el material base, cosa habitual en el resto de conexiones estructurales.

No existen, al menos bajo mi conocimiento, ensayos a compresión en este tipo de uniones ya que todos se centran en su comportamiento a flexo-tracción como los siguientes: ensayos realizados por PILSON (Pilotes y Sondeos S.A), ensayos realizados por Hermagar S.A., ensayos realizados por AETESS-UPM y KELLER-UPM. Las conclusiones de estos ensayos son, de forma generalizada:
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- Los tubos continuos sin unión presentan un comportamiento típico con rama elástica y plástica hasta rotura con gran ductilidad.
- Cualquiera de las dos uniones presentan roturas frágiles, sin capacidad de aviso previa del fallo.
- En las uniones Ma-He la rotura se produce, en general, en la primera rosca del macho, para una carga inferior a la del tubo continuo.
- En las uniones Ma-He la rotura se produce de diversas formas, según diámetros, pero mantiene la resistencia final del tubo continuo, aunque con mayores deformaciones.
- No se aprecia una influencia de la longitud roscada en la resistencia del tubo, no produciéndose mejora significativa por encima de los 50 mm.
- Se detecta un cierto efecto tamaño al reducirse la resistencia a flexión de las uniones Ma-He al aumentar el diámetro exterior de los perfiles. Para diámetros φ139,7 o inferiores, el momento de rotura ronda el 80-90% del momento elástico, no incrementándose este momento para diámetros superiores.
- La rigidez del tubo continuo y con unión con manguito es similar en el rango elástico, pero se reduce en el rango plástico para los manguitos. Asimismo, las uniones Ma-He siempre presentan una rigidez muy inferior en todos los rangos.
- El relleno de lechada del tubo proporciona mayor rigidez al tubo continuo pero no supone mejora significativa en el caso de las uniones.


A pesar de ello, en publicaciones realizadas sobre ensayos de prueba de carga, como las de RCI-Ripoll Consulting de Ingeniería S.L., se pone de manifiesto que uniones roscadas macho-hembra pueden generar roturas del orden del 50% de la carga esperada a compresión, además bajo rotura frágil. A continuación se muestra un ensayos de prueba de carga a compresión de micropilote realizado por RCI (http://www.ripollconsulting.com/)
Conclusiones
Como se ha expuesto, la determinación del tope o capacidad estructural a compresión de micropilotes se realiza a través de una formulación numérica muy sencilla en la que las condiciones de ejecución y de interacción micropilote-terreno juegan un papel determinante.
Se ha puesto de manifiesto que la formulación propuesta por la Guía de Micropilotes se encuentra desfasada y presenta bastantes deficiencias y contradicciones, de modo que se espera que en la siguiente revisión de la Guía de Micropilotes se actualice y tenga en consideración conclusiones de campañas experimentales.
Mientras tanto, estas consideraciones pueden ayudar a obtener un valor lo más ajustado y coherente posible.