Estudio de la capacidad portante de los pilotes de la ...

Facultad de Construcciones. Departamento de Ingeniería Civil 2010

Estudio de la capacidad portante de los pilotes de la

Marina Gaviota en Varadero

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Autor: Eliezer Castillo Martínez

Tutor: Dr. Ing. Luis Orlando Ibañez Mora

Índice Resumen .................................................................................................................................... I

Introducción ............................................................................................................................... II

Capítulo I Revisión Bibliográfica ................................................................................................. 1

1.1 Resumen .......................................................................................................................... 1

1.2 Introducción ...................................................................................................................... 1

1.3 Capacidad de carga de pilotes en roca ............................................................................. 2

1.3.1 Resistencia por fuste de pilotes empotrados en roca ................................................. 2

1.3.2 Resistencia por punta de pilotes empotrados en roca ...............................................14

1.4 Pruebas de carga en pilotes ............................................................................................17

1.5 Expresiones Dinámicas ...................................................................................................20

1.5.1 Fórmula del Engineering News Record (ENR) ..........................................................20

1.5.2 Design Manual DM 7.2, 1982 ....................................................................................24

1.6 Conclusiones Parciales ...................................................................................................25

Capítulo II. Estudio Teórico del comportamiento de los pilotes de la Marina gaviota. Varadero 26

2.1 Resumen .........................................................................................................................26

2.2 Introducción .....................................................................................................................26

2.3 Planteamiento del problema ............................................................................................26

2.4 Estudio de los informes ingeniero geológicos ..................................................................27

2.4.1 Trabajos Geofísicos ..................................................................................................27

2.4.2 Datos tomados del Informe de GeoCuba. Año 2008 .................................................31

2.5 Procesamiento de los parámetros de suelo .....................................................................35

2.5 Análisis de los resultados de la hinca de Pilote ...............................................................37

2.5.1 Cálculo de capacidad de carga basada en fórmula FHWA modificada Gates ...........37

2.5.2 Capacidad de carga del Pilote aplicando la expresión de GERSEVANOV ................38

2.5.3 Capacidad de carga del Pilote aplicando la expresión del DELMAG .........................39

2.5.4. Cálculo de la capacidad de carga de Pilotes en Roca. Propuesta de Norma Cubana

..........................................................................................................................................39

2.6 Análisis de los resultados de los ensayos de carga ........................................................42

2.7 Conclusiones parciales ....................................................................................................52

Capítulo III. Aplicación a un problema real. ...............................................................................53

3.1 Resumen .........................................................................................................................53

3.2 Introducción .....................................................................................................................53

3.3 Análisis de la capacidad de carga de los pilotes de la marina Gaviota. ...........................53

3.3.1 Trabajo realizados .....................................................................................................53

3.3.2 Modelación de la prueba de carga ............................................................................61

3.3.3 Análisis de los resultados ..........................................................................................67

3.3.4 Calibración de los resultados ....................................................................................68

3.4 Conclusiones ...................................................................................................................72

Conclusiones ............................................................................................................................73

Recomendaciones ....................................................................................................................73

Bibliografía ................................................................................................................................74

Pensamiento

Pensamiento

Si me ofreciesen la sabiduría con la condición de guardarla para mí sin comunicarla a nadie, no

la querría.

Lucio Anneo Nietzsche (1844–1900) Filosofo alemán.

Agradecimientos

Agradecimientos

El autor desea agradecer el apoyo brindado por el Dr. Ing. Luis Orlando Ibañez Mora por la

confección del trabajo, a mis familiares por el apoyo brindado y a todos los que de una forma u

otra me han brindado ayuda.

Dedicatoria

Dedicatoria

A mi Padre:

Por los principios inflexibles que han guiado su vida, por dar valor a todas las cosas.

A mi Madre:

Por haberme guiado por caminos de inquietud intelectual, por su magnífica devoción a la

familia.

Resumen

Resumen

I

RReessuummeenn

En este trabajo se realizará un estudio y crítica de las expresiones para determinar la

capacidad de carga de pilotes en roca así como de las expresiones dinámicas para la

determinación de la capacidad de carga en pilotes. También se hará un estudio y critica de los

métodos para la realización de ensayos de carga in-situ en pilotes. Para esto es necesario

desarrollar una búsqueda bibliográfica con el fin de que nos permita realizar un análisis

adecuado para el desarrollo de la tesis.

Para la realización de este trabajo también se hará un estudio de los informes ingeniero

geológicos tanto de los informes de GeoCuba como de la ENIA realizados, haciendo énfasis en

la descripción de los suelos según las calas tomadas en el terreno de la marina Gaviota de

Varadero. A través del procesamiento de los parámetros de suelo se harán tablas resúmenes

para a partir de de la roca obtener los parámetros resistentes. Se realizará también un análisis

de los resultados de la hinca de los pilotes por distintas fórmulas así como análisis de los

resultados de los ensayos de carga.

Después de realizado todo la anterior expuesto se hará un análisis de la capacidad de carga de

los pilotes de la Marina Gaviota en Varadero, explicando los resultados preliminares de las

tareas de hinca de los pilotes y las calas realizadas en el lugar. Se explicará también la

modelación de la prueba de carga realizada a los pilotes, con la realización de un análisis y

calibración de los resultados, arribando a conclusiones y recomendaciones finales del trabajo.

Introducción

Introducción

II

IInnttrroodduucccciióónn

En muchas ocasiones las estructuras deben construirse sobre terrenos cuya capacidad

portante en superficie es insuficiente para soportar las cargas de apoyo. En dichos casos se

necesitan sistemas de cimentación profunda que transmitan las cargas de apoyo a zonas más

profundas del terreno dotadas de la capacidad portante adecuada.

Las cimentaciones basadas en pilotes son uno de los sistemas de cimentación profunda más

frecuentemente utilizados. Los pilotes reciben las cargas de la estructura y las transmiten al

terreno por rozamiento a lo largo de su fuste o por punta como consecuencia del apoyo directo

del extremo del pilote en capas más profundas y resistentes del terreno. En Cuba su uso está

estrechamente vinculado a obras ubicadas en zonas costeras y a cimentaciones en puentes.

En estos momentos se están realizando varias construcciones dentro del sector del turismo en

todo el país, uno de los principales sectores en la economía. Dentro de estas construcciones se

encuentra la obra que se lleva a cabo en la Marina Gaviota ubicada en Varadero, uno de los

centros turísticos más importantes de Cuba, y de gran importancia para la economía del país,

por lo que es de gran necesidad la eficiencia y calidad de estas obras.

Debido a la compleja estratificación desde el punto de vista geológico, con gran variedad en los

perfiles de suelo y la mala calidad del terreno de la superficie donde está ubicada la Marina

Gaviota se utilizará el sistema de cimentación profunda mediante pilotes. Dada la gran

responsabilidad estructural de los pilotes, resulta fundamental determinar la capacidad de carga

de los mismos. Para esto se hará una correlación entre los resultados del ensayo de carga y la

modelación realizada a los pilotes.

Planeamiento y definición del problema

Existe una estratificación muy variable y compleja donde está ubicada la Marina Gaviota,

además de la mala calidad portante en la superficie del terreno. En estos casos se necesitan

sistemas de cimentaciones profundas, para transmitir las cargas de la estructura a zonas más

profundas del terreno que tengan una capacidad portante adecuada. Dada la gran

responsabilidad estructural que cae sobre los pilotes y esta estratificación muy variable y

compleja desde el punto de vista geológico que posee el terreno donde se construirá esta obra,

es necesario el estudio y determinación de la capacidad de carga de los pilotes de la Marina

Gaviota.

Hipótesis

Utilizando los métodos numéricos y expresiones clásicas de la Mecánica de Suelos, se pueden

modelar y estimar la capacidad de carga de las cimentaciones sobre pilotes, y estimar su

comportamiento geotécnico, todo lo cual queda avalado por la realización de pruebas de carga

a escala real, lo cual permite establecer las cargas de trabajo de la cimentación.

Objetivos

Para el desarrollo de la investigación se consideró el siguiente objetivo general: Determinar la

capacidad de carga de los pilotes de la Marina Gaviota en Varadero. Para ello se realizará una

Introducción

III

modelación con las expresiones clásicas de Mecánica de suelos para el pilote aislado y una

prueba de carga in situ.

Para darle cumplimiento al objetivo general anterior se desarrollaron los siguientes objetivos

específicos.

1. Realizar una búsqueda bibliográfica relacionada con las cimentaciones sobre pilotes.

2. Determinar la capacidad de carga de los pilotes en la Marina Gaviota.

3. Realizar una prueba de carga in situ de los pilotes en la Marina Gaviota.

4. Definir la capacidad de explotación de los pilotes.

Tareas de investigación

Para dar cabal cumplimiento a los objetivos antes planteados se realizarán las siguientes

tareas de investigación:

Búsqueda bibliográfica sobre los métodos para determinar la capacidad de carga de los

pilotes.

Proposición de metodologías para el cálculo de capacidad de carga de los pilotes.

Realizar análisis comparativo entre la capacidad de carga de los pilotes calculada y la

prueba de carga in situ de los pilotes de la Marina Gaviota

Propuesta de metodología del cálculo de capacidad de carga de los pilotes

Aplicaciones

Metodología de la Investigación

Para realizar la actual investigación se define las siguientes etapas, las cuales se

complementan entre sí.

Etapa I: Definición de la problemática.

Definición del tema y problema de estudio.

Recopilación bibliográfica.

Formación de la base teórica general.

Planteamiento de las hipótesis.

Definición de los objetivos.

Definición de tareas científicas.

Redacción de la introducción.

Etapa II: Revisión bibliográfica

Estudio, análisis y crítica de los últimos adelantos científicos relacionados con el tema.

Redacción del Capítulo I.

Etapa III: Propuesta de la metodología a utilizar en la determinación de la capacidad de carga

del pilote.

- Evaluación de las metodologías utilizadas para la determinación de capacidad de carga de

pilotes aislados.

Redacción del Capítulo II.

Introducción

IV

Etapa IV: Aplicación.

- Estudio de la tarea técnica

- Modelación del pilote

- Realización de la prueba de carga in situ

- Calibración del modelo

- A partir de los resultados obtenidos establecer la capacidad resistente de la estructura.

Redacción del capítulo III

Novedad Científica

En este trabajo se pretende reunir todos los criterios para el cálculo de la capacidad de carga

de los pilotes.

Los aspectos novedosos son:

1. Se realizara por primera vez el cálculo de la capacidad de carga de los pilotes en

Varadero.

2. Se concentra en un solo documento las tendencias actuales para la capacidad de carga

de los pilotes.

Campo de Aplicación.

Después de finalizado el trabajo se contará con un documento donde se incluirán soluciones

más racionales y factibles para el cálculo de la capacidad de carga de pilotes. Para el país,

inmerso en la construcción de obras turísticas en zonas costeras, sin duda alguna tendrá una

gran repercusión. Serán las Empresas de Proyecto las primeras en beneficiarse con los

resultados de la investigación y su puesta en práctica.

La revisión bibliográfica realizada formará parte de una monografía de uso en la docencia que

permite a los estudiantes y profesionales del sector una mejor comprensión del comportamiento

de las cimentaciones sobre pilotes.

Estructura de la Tesis

El orden y estructura lógica del trabajo se establece a continuación:

Resumen

Introducción

Capitulo І: Estado del arte.

En este capítulo se realizará un estudio y crítica de las expresiones para determinar la



métodos para la realización de ensayos de carga in-situ en pilotes.

Capítulo II: Modelación, prueba de carga.

Introducción

V

En este capítulo se realizará un estudio de los informes ingeniero geológicos tanto de los

informes de GeoCuba como de la ENIA, haciendo énfasis en la descripción de los suelos según

las calas tomadas en el terreno de la marina Gaviota de Varadero. A través del procesamiento

de los parámetros de suelo se harán tablas resumes para a partir de de la roca obtener los

parámetros resistentes. Se realizara también un análisis de los resultados de la hinca de los

pilotes por distintas fórmulas así como análisis de los resultados de los ensayos de carga.

Capítulo III: Aplicación a un problema real

En este capítulo se muestra el procesamiento de la tarea técnica, estudio de los perfiles de

suelo, la modelación de la prueba de carga mediante expresiones clásicas y realización de la

prueba de carga. También se hará una correlación de los resultados del ensayo de carga y la

modelación. Se mostraran recomendaciones sobre la capacidad de los pilotes hincados.

Conclusiones.

Recomendaciones.

Bibliografía.

Anexos.

Capítulo 1

Estado del arte Capítulo I

1

CCaappííttuulloo II RReevviissiióónn BBiibblliiooggrrááffiiccaa

1.1 Resumen

En este capítulo se realizara un estudio y crítica de las expresiones para determinar la



métodos para la realización de ensayos de carga in-situ en pilotes. Para esto fue necesario

desarrollar una búsqueda bibliográfica con el fin de que nos permita realizar un análisis

adecuado para el desarrollo de la tesis.

1.2 Introducción

La capacidad de una cimentación sobre pilotes para soportar cargas o asentamientos, depende

de forma general de la resistencia por el fuste del pilote y de la resistencia por la punta del

mismo. Para el caso que analizaremos es específico ya que son pilotes hincados en roca, y

esto lo diferencia de la capacidad de carga de los pilotes no hincado en roca. En casos de

responsabilidad donde se requieran garantías excepcionales es recomendable realizar pruebas

de carga sobre los pilotes construidos. Éstas pueden ser destructivas y no destructivas. Los

cálculos asociados al estudio de las cimentaciones profundas son poco precisos, y por ello, la

realización de pruebas de carga “in situ” resulta especialmente recomendable. Las pruebas de

carga deben realizarse sobre pilotes de tamaño semejante (longitud y diámetro) a aquéllos a

cuyo estudio vayan a aplicarse los resultados; de esa forma no será necesario introducir

imprecisiones importantes a la hora de considerar el efecto escala. Las pruebas de carga

deben realizarse sobre pilotes construidos en terrenos semejantes (preferiblemente, en la

propia obra) al caso en estudio y, sobre todo, deben ser construidos con técnicas análogas. La

máxima utilidad de los ensayos de carga “in situ”, se obtiene cuando los pilotes ensayados son

los propios pilotes cuyo comportamiento se quiere conocer, pero el ensayo sobre los propios

pilotes de obra, sin embargo, impide alcanzar la carga de rotura, ya que si esta se alcanza

sería destructiva. La medida de cargas y movimientos, debidamente interpretada, conduce a

un conocimiento bastante preciso de la resistencia por punta y fuste. Las fórmulas de hinca de

pilotes tratan de relacionar la capacidad portante de un pilote con su resistencia al hincado.

Aunque desacreditadas por muchos ingenieros, las fórmulas de hinca todavía se utilizan en el

sitio, como una verificación de las predicciones de diseño utilizando la mecánica de suelos. No

se recomienda el empleo de las fórmulas de hinca en el diseño de pilotes; sin embargo, a pesar

de sus limitaciones puede utilizarse para ayudar al ingeniero a evaluar las condiciones del

terreno en un pilotaje, revelando probablemente variaciones que no fueron aparentes durante la

investigación de campo. Las capacidades de carga de pilotes determinadas en base a las

fórmulas de hincado no son siempre confiables. Deben estar apoyadas por experiencia local y

ensayos; se recomienda precaución en su utilización.


2

1.3 Capacidad de carga de pilotes en roca

1.3.1 Resistencia por fuste de pilotes empotrados en roca

1.3.1.1Teorías existentes

Se distinguen, en principio, dos grandes grupos para la evaluación de la resistencia por fuste

de pilotes empotrados en roca. En uno se calcula su valor como función lineal de la resistencia

a compresión simple; mientras que en el otro grupo si obtiene a partir de la raíz cuadrada de

dicha resistencia a compresión simple (σc).

Además, y como casos particulares, se consideran otras teorías cuyas expresiones no

responden a ninguna de las dos formas de cálculo de la resistencia última por fuste indicadas

anteriormente:

Normativa DIN 4014 (1980).

Williams y Pells (1981).

Serrano y Olalla (2004; 2006).

Por último, completando a los distintos modelos existentes que permiten obtener la resistencia

por fuste como función lineal de la resistencia a compresión simple, se estudia la formulación

propuesta por Jiménez Salas et al. (1981) para el cálculo de dicha resistencia por fuste.

1.3.1.1.1 Resistencia por fuste como función lineal de la resistencia a compresión simple

Torne (1977) propone los siguientes valores mínimo y máximo para el cálculo de la resistencia

por fuste:

exp. 1.1

Poulos y Davis (1980) establecen una resistencia admisible por fuste de 0.05 σc. Suponiendo

un coeficiente de seguridad de 3, se obtiene una resistencia última de 0.15 σc,

proporcionándose además una resistencia última de 0.45 MPa para el caso de rocas que no

estén meteorizadas:

exp. 1.2

Tanto en esta teoría como en las formuladas a continuación, se considera un coeficiente de

seguridad de 3. Aunque se trata de un valor elevado respecto del coeficiente de seguridad de

2.5 usado tradicionalmente para la evaluación de la resistencia por fuste, en el análisis

comparativo la resistencia última por fuste se ha obtenido siempre multiplicando el valor de la

carga admisible por 3.

La formulación ofrecida por Hooley y Lefroy (1993) solamente es aplicable para rocas

fuertemente meteorizadas, con una resistencia a compresión simple muy baja, inferior a 0.25

MPa:

exp. 1.3


3

Resistencia por fuste de pilotes empotrados en roca como función lineal de la resistencia a

compresión simple: f(σc)

τult = α·σc

Autores Fecha Coeficiente α Limitaciones Observaciones

Thorne 1977 0,05 → 0.1 - Propone un valor mínimo y

otro máximo para τult

Poulos &

Davis 1980 0,15 ult < 0,45 MPa

Para rocas no muy

meteorizadas, se

consideran ult = 0,45 MPa

Hooley &

Lefroy 1993 0,3 σc < 0,25 MPa

Solamente aplicable a

rocas fuertemente

meteorizadas

Cuadro Resumen 1. Resistencia por fuste de pilotes en roca.

1.3.1.1.2 Resistencia por fuste como función de la raíz cuadrada de la resistencia a

compresión simple

La resistencia aportada por el fuste de un pilote a lo largo de su empotramiento en roca puede

ser también obtenida como función de la raíz cuadrada de la resistencia a compresión simple:

) exp. 1.4

Rosenberg y Journaux (1976) proponen la siguiente expresión:

exp. 1.5

Dicha fórmula solamente puede ser usada con rigor para pilotes de diámetros comprendidos

entre 200 y 610 mm y empotrados en un tipo específico de roca: pizarra.

Posteriormente, Horvath et al (1983) deducen una nueva expresión, que para empotramientos

realizados en argilitas ó rocas similares con diámetro de pilote entorno a los 710 mm adopta la

forma:

exp. 1.6

Si la pared del pilote presenta una cierta rugosidad, el correspondiente aumento en la

resistencia por fuste del pilote empotrado en roca considera mediante la fórmula:

exp. 1.7


4

En caso de que la superficie de contacto pilote-terreno sea muy rugosa, se puede considerar la

siguiente expresión, para tener en cuenta el aumento de la resistencia por fuste:

exp 1.8

Wyllie (1991) proporciona una resistencia última por fuste comprendida entre los siguientes

valores:

exp. 1.9

Para pilotes empotrados en rocas suficientemente blandas, con σc < 0.5 MPa, Fleming et al.

(1992) proponen considerar una resistencia última por fuste de:

exp1.10

Hooley y Lefroy (1993) establecen para rocas alteradas blandas como las pizarras, limonitas y

argilitas, con 0.25< σc <3.0 MPa, el siguiente límite inferior de resistencia:

exp.1.11

Ambos autores indican además que el límite superior aceptable debe ser menor o igual a:

Kulhawy y Phoon (1993) establecen el siguiente límite superior:

exp. 1.12

Lo definen para superficies de contactos terreno-pilotes muy rugosas, incluso con rugosidad

provocada artificialmente. Para las rocas consideradas por estos autores como blandas, con σc

≤ 5MPa, se establece el mínimo valor para dicha resistencia última por fuste:

exp. 1.13

Carubba (1997) también considera la variación de la resistencia última por fuste entre dos

valores:

exp. 1.14

Zhang y Einstein (1998) aplican coeficientes mayores Para la determinación de dichos valores:

exp. 1.15


5

Resistencia por fuste de pilotes empotrados en roca como función de la raíz cuadrada de la resistencia a

compresión simple: f(σc1/2

)

τult = α·σc

Autores Fecha Coeficiente α Limitaciones Observaciones

Rosenberg &

Journaux 1976 0,375

En pilotes de

diámetro entre 210 ·

610 mm,

empotrados en

pizarras.

-

Horvath et al. 1983 0,2 / 0,3

En pilotes de 710

mm de diámetro

(aprox). en argilitas o

similares.

Si la pared del pilote

presenta cierta rugosidad,

se considera un

coeficiente de 0,3

Rowe & Armitage 1987 0,45 / 0,6 -

Si la superficie de

contacto pilote –

terreno es muy rugosa, se

considera un coeficiente

de 0,6

Wyllie 1991 0,4 → 0,6 - Establece un límite

inferior y otro superior.

Fleming et al. 1992 0,4 σc < 0,50 MPa Aplicable solo a rocas

suficientemente blandas

Hooley & Lefroy 1993 0,15 → 0,4

0,25 < σc < 3,00

MPa en pizarras,

lutitas y argilitas.

Aplicable sobre rocas

alteradas y blandas

Kulhawy & Phoon 1993 0,22 → 0,67 -

El coeficiente superior,

para superficies de

contacto pilote –

terreno muy rugosos.

El inferior, para rocas

blandas.

Carubba 1997 0,13 → 0,25 - Establece un límite


Zhang & Einstein 1998 0,4 → 0,8 - Establece un límite


Cuadro resumen 2. Resistencia por fuste de pilotes en roca.

1.3.1.1.3 Casos singulares

Dentro de las teorías existentes sobre resistencia última por fuste de pilotes empotrados en

roca, se pueden añadir a las anteriormente descritas cuatro casos especiales o singulares. En

el método de cálculo propuesto por Serrano y Olalla (2004; 2006), el exponente que opera con

la resistencia a compresión simple varía entre los valores de 0.5 y 1, dependiendo del valor del

tipo de roca, de la resistencia a compresión simple, del grado de fracturación y alteración del

macizo rocoso y de las profundidades del trabajo del pilote.


6

1.3.1.1.3.1 Normativa DIN 4014 (1980)

La Normativa DIN 4014 (1980) establece la siguiente correspondencia entre valores de la

resistencia a compresión simple de la roca de empotramiento y la resistencia última por fuste

( ult):

σc (MPa) ult (MPa)

0,5 0,08

5 0,5

20 0,5

Tabla 1.1 Correpondencia entre σc y ult.

Ajustando los valores proporcionados mediante una curva del tipo , para el

tramo de 0.5 a 5 MPa la mejor aproximación se obtiene considerando los parámetros y α=0.14

y β=0.8.

1.3.1.1.3.2 Williams y Pells (1981)

Williams y Pells (1981) consideran una ley no lineal para la definición de dicha resistencia a

partir de dos parámetros adicionales, α y β, que tienen en cuenta tanto la calidad de la roca

(RQD) como la resistencia a compresión simple de la misma (σc).

Establecen la siguiente relación no lineal entre la resistencia última unitaria por fuste de la parte

del pilote empotrada en roca y la resistencia a compresión simple de la misma:

exp. 1.16

Los parámetros α y β que intervienen en la expresión se estiman a partir de correlaciones

empíricas establecidas por Williams, Johnston y Donald (1980).

Aunque estos autores realizan sus estudios para un tipo de roca específica como es la lutita de

Melbourne, los gráficos que proporcionan para la determinación de ambos coeficientes también

pueden ser aplicados a otras masas rocosas blandas con las siguientes características:

0.6 MPa ≤ σc ≤ 12.5 MPa

Según una curva ajustada a los resultados obtenidos empíricamente por Williams, Johnston y

Donald (1980), nos permite estimar el denominado factor adhesión “α” a partir de la resistencia

a compresión simple de la roca sana,

El Factor de reducción de la resistencia por fuste, β, es función del factor de la masa rocosa “j”

tal y como su puede observar en Gannon et al. (1999) siendo j el “Factor de Masa” obtenido

como cociente del módulo de deformabilidad de de la masa rocosa (Em) y el módulo de la roca

intacta (E).


7

Calidad de la roca RQD

Frecuencia de

fractura (*) (por

metro)

Factor de masa

j

Muy mala 0 – 25 > 15 0,2

Mala 25 – 50 15 – 8 0,2

Regular 50 – 70 8 – 5 0,2 – 0,5

Buena 75 – 90 5 – 1 0,5 – 0,8

Excelente 90 – 100 1 0,8 – 1,0

(*) La frecuencia de fractura viene dada por el número de discontinuidades por metro de

longitud del testigo de sondeo de la masa rocosa.

Tabla 1.2. Tabla de Gannon et al (1999)

El factor “j” puede ser estimado a partir de la calidad en la roca. En la tabla de Gannon et al

(1999), se relaciona dicho factor con el RGD de la masa rocosa (tabla 1.2).

El módulo de deformabilidad de la masa rocosa (Em) debe estar comprendido entre los

siguientes valores:

100 MPa ≤ Em ≤ 1000Mpa

1.3.1.1.3.3 Método de Jiménez Salas et al. (1981)

Para poder estimar según este método la resistencia última por fuste, ult, de un pilote

empotrado en roca, se ha de calcular previamente la resistencia unitaria por la base del pilote.

La resistencia por la base o punta del pilote viene definida por la expresión:

exp. 1.17

Siendo α´ un coeficiente menor o igual que uno y que tiene en cuenta la longitud del pilote

empotrado en roca (De), el diámetro de la perforación (B) y la naturaleza del sustrato rocoso de

empotramiento (β´):

exp. 1.18

Los valores propuestos para el parámetro adimensional β´ varían de 0.3 en el caso de rocas

metamórficas como las pizarras, filitas y esquistos hasta los 0.8 alcanzados por rocas

sedimentarias como las calizas y areniscas compactas.

Para rocas ígneas como el granito, la diabasa o la granodiorita, se recomienda un valor

intermedio de β´=0.6.


8

Empotramiento

Rocas metamórficas

β´= 0,3

Rocas ígneas

β´= 0,6

Rocas

sedimentarias

β´= 0,8

1 0.10 0.20 0.27

3 0.15 0.30 0.40

5 0.23 0.45 0.50

12 0.38 0.50 0.50

NOTA: α´ no puede ser mayor que uno

Tabla 1.3. Empotramiento en función de β´.

Una vez obtenida la resistencia por la base del pilote, la resistencia por fuste de la parte

empotrada en roca se considera igual a la mitad de dicho valor:

exp. 1.19

La resistencia última por fuste adopta por tanto la expresión:

exp. 1.20

Esta expresión resulta linealmente dependiente del empotramiento (De / B) del pilote, de tal

manera que, en función del tipo de roca, la resistencia a compresión simple de la misma (σc)

por el valor que corresponda de la tabla 1.3.

1.3.1.1.3.4 Método de Serrano y Olalla (2004; 2006)

Partiendo del criterio de resistencia de Hoek y Brown (1980) para el estado tensional en rotura

de la roca, serrano y Olalla (1994) expresan de forma paramétrica dicho criterio dicho criterio

de rotura, en función del ángulo de rozamiento instantáneo ρ y de los parámetros β (Modulo de

Resistencia) y ξ (Coeficiente de Tenacidad) siendo:

exp. 1.21

exp. 1.22

Donde m, s y GSI, (análogo, a grandes rasgos, en su valor al RMR básico), son los conocidos

parámetros definidos por Hoek y Brown.

Se supone que sólo hay resistencia por fuste en la superficie del pilote empotrada en roca,

considerando por tanto la no contribución de la resistencia por fuste de los suelos que pudieran

encontrase por encima de la roca. La posible contribución de la punta del pilote tampoco se

tiene en cuenta.


9

El método considera que la resistencia del contacto roca pilote es equivalente a la de la roca.

Ello implica la no existencia de alteración, ni modificación o perturbación en la superficie de la

roca en contacto con el fuste del pilote, además de una resistencia del material del pilote

(generalmente hormigón o acero) superior a la de la roca.

Las tensiones horizontales (σh) que actúan sobre el fuste se calculan según la expresión:

exp. 1.23

Donde K0 es un coeficiente de proporcionalidad y σv cuantifica las tensiones verticales que se

desarrollan a lo largo del fuste.

Ha de existir una longitud mínima de pilote atravesando la roca a fin de garantizar la

movilización de las tensiones de corte propuestas por el método. Para rocas duras, dicha

longitud de empotramiento debe ser superior a 0.5 m, mientras que para rocas blandas ha de

ser mayor de 2.5 m (DIN 4014).

1.3.1.2 Normativa Española

Fundamentalmente son cuatro los Códigos Normativos que existen en España y que definen

como valorar la resistencia por fuste de un pilote perforado en roca.

ROM 0.5-94: Recomendaciones Geotécnicas para Obras Marítimas (1994).

GCOC: Guía de Cimentaciones en Obras de Carreteras (2004).

ROM 0.5-05: Recomendaciones Geotécnicas para obras Marítimas (2005).

CTE: Código Técnico de la Edificación (2006).

Tanto el nuevo Código Técnico de la Edificación (CTE) como la guía de Recomendaciones

Geotécnicas para Obras Marítimas en su versión anterior (ROM 0.5-94) considerar la

resistencia por fuste como función de la raíz cuadrada de la resistencia a compresión simple

(σc).

La Guía de cimentaciones en Obras de Carreteras (GCOC) y la guía ROM en su última versión

(ROM 0.5-05) incorporan nuevos parámetros para la descripción del macizo rocoso de

empotramiento, aunque los hacen también función lineal de la resistencia a compresión simple.

1.3.1.2.1 ROM 0.5-94: Recomendaciones Geotécnicas para Obras Marítimas (1994)

La ROM 0.5-94 recomienda utilizar la siguiente fórmula para el cálculo de la resistencia por

fuste como función de la raíz cuadrada de la resistencia a compresión simple.

exp. 1.24

Estando expresada tanto la resistencia última por fuste ( ult) como la resistencia a compresión

simple (σc) en MPa.


10

En el caso de que la resistencia por fuste así obtenida sea superior a 0.5 MPa, se ha de

adoptar dicho valor (0.5 MPa) como resistencia última por fuste del pilote empotrado en roca.

1.3.1.2.2 GCOC: Guía de Cimentaciones en Obras de Carretera (2004)

Según esta normativa, para que el estrato de empotramiento del pilote pueda ser considerado

realmente como roca, han de concurrir las siguientes condiciones:

σc (resistencia a compresión simple de la roca sana) ≥ 1 MPa

RQD ≥ 10

Grado de meteorización de la roca (según la escala ISRM) ≥ 3

Si no se produjera alguna de las tres condiciones, el sustrato pasaría a ser tratado como un

suelo, aplicando el procedimiento descrito para estos casos por la propia Guía para el cálculo

de la resistencia unitaria por fuste.

Cuando la zona de empotramiento del pilote pueda ser considerada como roca, la resistencia

por fuste se calcula según la expresión:

exp. 1.25

Siendo qq es la resistencia unitaria por punta que corresponde a la roca, obtenida a partir de:

exp. 1.26

siendo:

exp. 1.27

pvadm: presión admisible, en MPa, para la cimentación superficie roca.

σc: resistencia a compresión simple de la roca sana en MPa.

pp: presión de referencia. Se toma un valor de 1 MPa.

α1: parámetro que es función del tipo de roca. Se valor puede calcularse a partir

de la resistencia a tracción simple de la roca o tracción indirecta, aunque su forma más habitual

de estimación sea a partir de una tabla proporcionada por la propia Guía, donde adopta los

valores de 0.4; 0.6; 0.8 ó 1 en función del tipo de roca.

α2: coeficiente en función del grado de meteorización de la roca. Se estima partir de la

Tabla 3.3 de la Guía, adoptando los valores de 0.5; 0.7 ó 1 cuando el grado de meteorización

sea de III; II ó I respectivamente.

α3: coeficiente que es función del espaciamiento existente entre litoclasas dentro del macizo

rocoso. La Guía proporciona la siguiente fórmula para su estimación:


11

exp. 1.28

En el caso de que el sustrato tenga que considerarse como un suelo por el incumplimiento de

alguna de las tres condiciones anteriormente indicadas, la presión vertical admisible (pvadm) se

calcula según el criterio establecido por la Guía para cimentaciones superficiales en suelos.

Se usa entonces la expresión polinómica clásica conocida coloquialmente por el nombre de

uno de sus autores, Brinch-Hansen. Esta fórmula se basa en la teoría de la plasticidad y viene

afectada por diversos factores de corrección empíricos que tienen en cuenta tanto la geometría

de la cimentación como las características geotécnicas del terreno.

1.3.1.2.3 ROM 0.5-05: Recomendaciones geotécnicas para Obras Marítimas (2005)

Para poder considerar el estrato de empotramiento como roca, esta normativa utiliza las dos

primeras condiciones establecidas anteriormente por la GCOC (2004), referentes a una

resistencia a compresión simple (σc) mayor o igual que 1 MPa y un valor de RQD mayor o igual

que 10

La tercera condición (que en el caso de la GCOC consistía en la definición del grado de

alteración máximo admisible por el estrato de empotramiento para que éste pudiera seguir

siendo considerado como roca) viene definida en la ROM 0.5-05 (2005) como una separación o

espaciamiento mínimo entre litoclasas por debajo del cual la fracturación del terreno impide que

pueda ser tratado como roca:

s (espaciamiento entre litoclasas) ≥ 0.1 m

Si no se produjera alguna de las tres condiciones, el sustrato pasaría a ser considerado

entonces como un suelo, pudiendo aplicarse la fórmula analítica para el cálculo de ult en suelos

cohesivos a largo plazo proporcionada por la ROM 0.5-05.

Si se cumplen las tres condiciones de forma simultánea, se aplica el procedimiento descrito por

la ROM 0.5-05 en su Capítulo III, “Criterios Geotécnicos”, Apartado 3.6.4.6 “Cimentaciones con

pilotes en roca”.

Según dicho apartado, la resistencia por fuste de pilotes en roca ha de ser contabilizada

solamente en zonas donde el grado de alteración sea inferior o igual a III, en cuyo caso se

considera la siguiente expresión para el cálculo de la resistencia unitaria por fuste ( ult):

exp. 1.29

pvh es la presión vertical de hundimiento que corresponde a la roca del fuste. Su valor se

obtiene de la siguiente fórmula, debiendo ser inferior a 15 MPa:

exp. 1.30


12

siendo:

pr: presión de referencia. Se considera igual a 1 MPa.

σc: resistencia a compresión simple de la roca sana expresada en MPa.

fD: factor de reducción debido al diaclasamiento de la roca. Se toma el valor mínimo obtenido

de las dos expresiones siguientes:

exp. 1.31

exp. 1.32

donde:

s: espaciamiento entre litoclasas. Se recuerda que cuando s < 0.10 m, este método no es

aplicable.

B*: ancho equivalente de la cimentación. Para el caso de cálculo de la resistencia por fuste

de pilotes empotrados en roca, se ha de considerar igual al diámetro.

B0: ancho de referencia. Se considera un valor igual a 1 m.

RQD: índice de fragmentación de la roca. Cuando sea inferior al 10%, el procedimiento de

cálculo aquí descrito deja de ser válido.

fA: factor de reducción debido al grado de alteración de la roca. Adopta los valores de 1; 0.7

ó 0.5 según que el grado de meteorización de la roca sea I; II; III respectivamente.

fδ: factor que tiene en cuenta la inclinación de la carga. Para el caso concreto del

cálculo de la resist. por fuste de pilotes empotrados en roca adopta un valor igual a 1.

1.3.1.2.4 CTE: Código Técnico de la Edificación (2006)

En el Apartado F.2.4, Punto 4, del Anexo F del Documento “Seguridad Estructural. Cimientos”

del CTE, Parte I, se establece que dentro de zona de roca, para la evaluación de la resistencia

por el fuste de pilotes perforados, debe considerarse un valor de cálculo de la resistencia

unitaria igual a:

exp. 1.33

Donde el valor de la resistencia a compresión simple de la roca intacta (σc) viene especificado

en MPa. Se debe verificar siempre que la roca sea estable en agua.

1.3.1.3 Normativa Internacional

Dentro de la Normativa de ámbito internacional, se pueden distinguir los siguientes códigos o

Manuales que pueden ser usados en la valoración de la resistencia por fuste de un pilote

empotrado en roca:

Código de Pilotes Australiano (1980).

Manual de Ingeniería de Cimentaciones del Canadá (1985).


13

Normativa AAHSTO (1997; 1998).

Eurocódigo 7: Proyecto Geotécnico (1999).

1.3.1.3.1 Código de Pilotes Australiano (1980)

En el Borrador del Código de Pilotes Australiano, citado en Williams et al. (1980), la resistencia

admisible por fuste del pilote empotrado en roca viene dada por la expresión:

exp. 1.34

Aplicándole a dicha expresión un coeficiente de seguridad de 3 se obtiene:

exp. 1.35

1.3.1.3.2 Manual de Ingeniería de Cimentaciones del Canadá (1985)

Este Manual establece una resistencia última por fuste comprendida entre los siguientes

valores extremos:

exp. 1.36

1.3.1.3.3 Normativa AAHSTO (1997; 1998)

El Manual de la AAHSTO (1997) recomienda los siguientes límites inferior y superior:

exp. 1.37

Posteriormente, en las AASHTO, “Standard Specifications for Highways Bridges” (1998) se

establece un doble criterio para la estimación de la resistencia por fuste de la parte del pilote

empotrada en roca, dependiendo de que la resistencia a compresión simple de dicha roca sea

menor o igual que 1.9 MPa.

De esta forma, si la resistencia a compresión simple de la roca donde se empotra el pilote es

menor o igual que 1.9 MPa se ha de considerar la expresión:

exp. 1.38

1.3.1.3.4 Eurocódigo 7: Proyecto Geotécnico (1999)

Dentro de los distintos Eurocódigos Estructurales existentes, el “Eurocódigo 7: Proyecto

Geotécnico” constituye una norma de aplicación a aspectos geotécnicos del proyecto de obras

de edificación e ingeniería civil.

En la Parte 3 del mismo, referente al “Proyecto asistido por ensayos de campo”, se proporciona

un método de evaluación de la resistencia por fuste de pilotes empotrados en roca.

Se propone para ello un método semiempírico de evaluación de evaluación de carga límite del

pilote indirectamente, a partir de los resultados de ensayos presiométricos.


14

Según sea la presión límite (PLM) obtenida con estos ensayos, se considera las siguientes

categorías para tres tipos de sustrato rocoso (calizas, margas o rocas meteorizadas en general)

definidos en la tabla mostrada a continuación:

Tipo de roca Categoría PLM

(MPa)

Calizas

A < 0,7

B 1,0 – 2,5

C > 3,0

Margas A 1,5 – 4,0

B > 4,5

Rocas

meteorizadas

A 2,5 – 4,0

B > 4,5

Tabla 1.4. Categoría para tres tipos de

sustratos rocosos.

Tipo de pilote: Hormigonado a baja presión

Tipo de roca Calizas Margas Rocas

meteorizadas

Categoría A B C A B

Curva 2 3 4 5 5 -

Tabla 1.5. Selección de curvas de proyecto por resistencia unitaria del fuste.

En función del tipo de pilote (hormigonado a baja presión), la resistencia unitaria por fuste se

obtiene utilizando la curva del grafico de resistencia unitaria por fuste para pilotes cargados

axialmente, correspondiente al tipo de roca y categoría que se hayan definido.

La selección de dicha curva se realiza en la Tabla “Selección de curvas de proyecto por

resistencia unitaria del fuste (tabla 1.3), conforme al criterio establecido.

En la medida en que este procedimiento se basa en los resultados del ensayo presiométrico y

no utiliza los valores que se obtienen respecto de la resistencia a compresión simple, no se va

a utilizar para efectuar el estudio comparativo, dadas las dificultades que planta su

equiparación.

1.3.2 Resistencia por punta de pilotes empotrados en roca

En algunas ocasiones los pilotes se hincan hasta un estrato subyacente de roca. En tales

casos, el ingeniero debe evaluar la capacidad de carga de la roca. La resistencia unitaria última

de punta en roca (Goodman, 1980) es:

exp. 1.39


15

Donde:

qu: resistencia a compresión no confinada de la roca

ø: ángulo de fricción drenado

La resistencia a compresión no confinada de la roca se determina por medio de pruebas en el

laboratorio sobre especímenes de roca obtenidos durante investigaciones de campo. Sin

embargo, debe procederse con extremo cuidado al obtener el valor apropiado de qu porque los

especímenes de laboratorio son usualmente pequeños en diámetro. Conforme el diámetro del

espécimen crece, la resistencia a compresión no confinada decrece, lo que se denomina

“efecto de escala”. Para especímenes mayores que 3 pies (1m) de diámetro, el valor qu

permanece aproximadamente constante. Parece haber una reducción de cuatro o cinco veces

la magnitud de qu en este proceso. El efecto de escala en rocas es principalmente causado por

fracturas pequeñas y grandes distribuidas aleatoriamente y también por rupturas progresivas a

lo largo de planos de deslizamiento. Por consiguiente siempre se recomienda que:

exp. 1.40

La tabla de resistencia típica a compresión no confinada de rocas, da valores (de laboratorio)

representativos de resistencias a compresión no confinada de rocas. Valores representativos

del ángulo, ø, de fricción de rocas se dan en la tabla de valores típicos del ángulo de fricción, ø,

de rocas.

Tipo de roca lb/pulg2 qu

MN/m2

Arenisca 10000 – 20000 70 – 140

Caliza 15000 – 30000 105 – 210

Lutita 5000 – 10000 35 – 70

Granito 20000 – 30000 140 – 210

Marmol 8500 – 10000 60 – 70

Tabla1.6. Resistencia típica a compresión no confinada de rocas

Tipo de roca Ángulo de fricción, ø

(grados)

Arenisca 27 – 45

Caliza 30 – 40

Lutita 10 – 20

Granito 40 – 50

Marmol 25 – 30

Tabla1.7. Valores típicos del ángulo de fricción, ø,

en rocas


16

1.3.2.1 Propuesta de Norma Cubana

La Norma Cubana establece para la resistencia en punta de los tipos de pilotes: hincados,

encamisados, rellenables y perforadores, los cuales se apoyan en suelos rocosos o poco

compresibles (Eo > 100000 kPa) la fórmula:

Q*V=R*·AP (kN) exp. 1.41

donde:

AP: área de apoyo del pilote (m2) que se asume para los casos de pilotes de sección transversal

constante e igual al área neta de la sección transversal para pilotes encamisados, huecos,

cuando estos no son rellenados con hormigón. Si hay relleno con hormigón será igual al área

bruta de la sección transversal, siempre que bicho relleno alcance una altura mayor o igual a

3D (b).

R*: resistencia a compresión no confinada de los núcleos de roca (kPa), que se asume de la

forma siguiente:

(*) Para pilotes encamisados, perforados o de huecos rellenados de hormigón apoyados en

suelos rocosos se determina por la expresión siguiente:

dRRKsq

RgR

··

*

(kPa) exp. 1.42

donde:

R : valor promedio de la resistencia límite a compresión axial del suelo rocoso en condiciones

de humedad natural (en relación con el diámetro: altura de la muestra igual a dos, 2).

γgR: coeficiente de seguridad para los suelos igual a γgR=1.6.

5.34.01D

LEdr

exp. 1.43

LE: profundidad de embebimiento del pilote obturado en la roca. Se asume igual a la

profundidad de empotramiento (m).

D: diámetro exterior de empotramiento en el suelo rocoso.


17

Valores de

RQD

Espaciamiento de

las discontinuidades

(m)

Ksq

25< RQD ≤ 50

50< RQD ≤ 75

75< RQD ≤ 90

90< RQD ≤ 100

0.06-0.2

0.2-1.6

1.6-2.0

>2.0

0.1

0.3

0.75

1.0

Tabla 1.8. Valores de Ksq.

RQD: índice de calidad de la roca, se define como el porcentaje de recuperación de pedazos

de núcleos de rocas mayores de 10cm de longitud con respecto a la longitud del sondeo.

RQD= Longitud de los pedazos de núcleo de 10cm / longitud del sondeo.

1.3.2.2 Otros autores

Capacidad Portante Ultima por

Punta, q máx. Autor

f(RQD) Peck y otros,1974

(5 a 8)σc (1) Teng,1962

3 σc Coates,1967

2.7 σc Rowe and Armitage,1987

4.5 σc≤10Mpa Argema,1992

JcNcr Kulhawy y Goodman,1980

3 σc Ksp D Canadian foundation engineering Manual,CGS,1992

(3 a 6.6) (σc)^0.5. Valor medio=4.8 Zhang y Einstein,1998

Nms* σc AASHTO,1989

(S^0.5+(m S^0.5+ S)^0.5) σc Hoek y Brown,1980

Tabla 1.9. Resistencia ultima por punta de pilotes empotrados en roca

1.4 Pruebas de carga en pilotes

En la mayoría de los grandes proyectos, un número específico de pruebas de carga debe

llevarse a cabo sobre pilotes. La razón principal es la falta de confiabilidad en los métodos de

predicción. La capacidad de carga vertical y lateral de un pilote debe probarse en el campo.

El método más seguro para determinar la capacidad de carga de un pilote, para la mayoría de

los lugares, es la prueba de carga [Juárez (1975), Sowers (1977), Paulos y Davis (1980),

Jiménez (1986), Lambert (1991), Fellenius (2001), Vega Vélez (2005)]. Dentro de ella se han

desarrollado la prueba de asiento controlado (controlando el incremento de asiento o a una

velocidad de asiento constante) y la prueba con carga controlada (incremento de carga

constante en el tiempo o asiento mínimo para un incremento de carga). Este último es el más

usado, ya que permite determinar la carga última cuando se ha movilizado la resistencia del

suelo que se encuentra bajo la punta y rodeando al pilote.


18

En esencia, estas pruebas, no son más que experimentar a escala real, un pilote, para

procesar su comportamiento bajo la acción de cargas y determinar su capacidad de carga.

Precisamente, su inconveniente fundamental estriba en su elevado costo y en el tiempo

requerido para realizarla.

Sowers (1977), recomienda que los resultados del ensayo son una buena indicación del

funcionamiento de los pilotes, a menos que se hagan después de un período de tiempo.

Jiménez (1986) muestra preocupación ya que el pilote de prueba puede representar o no la

calidad de los pilotes definitivos. Otra limitación planteada por este autor radica en que la

prueba de carga se realiza generalmente a un solo pilote y se conoce que el comportamiento

de un grupo es diferente al de la unidad aislada.

La figura 1, que se muestra a continuación, muestra un diagrama esquemático de un ensayo de

carga en pilotes para probar la compresión axial en el campo. La carga se aplica al pilote por

medio de un gato hidráulico. Cargas por etapas se aplican al pilote y se permite que pase

tiempo suficiente después de cada aplicación de manera que ocurra una pequeña cantidad de

asentamiento. El asentamiento de los pilotes se mide por medio de deformímetros. La cantidad

de carga por aplicar en cada etapa variará, dependiendo de los reglamentos locales de

construcción. La mayoría de los reglamentos requieren que cada etapa de carga sea

aproximadamente igual a un cuarto de la carga de trabajo propuesta. La prueba debe

efectuarse por lo menos a una carga total de dos veces la carga de trabajo propuesta. Después

de alcanzarse la carga deseada en el pilote, éste es descargado gradualmente.

La figura 2 muestra un diagrama carga – asentamiento obtenido de una carga y descarga de

campo. Para cualquier carga, Q, el asentamiento neto del pilote se calcula como sigue:

Pilote de

anclaje

Viga

Pilote de

prueba

Viga de

referencia

Deformímetro

Gato

hidráulico

Figura 1 Ensayo de Carga


19

Cuando Q = Q1

Asentamiento neto, sneto(1) = st(1) – se(1)

Cuando Q = Q2

Asentamiento neto, sneto(2) = st(2) – se(2)

Donde

sneto: asentamiento neto

se: asentamiento elástico del pilote mismo

st: asentamiento total

Estos valores de Q se indican en una gráfica contra el asentamiento neto correspondiente sneto,

como se muestra en la figura 3. La carga última del pilote se determina con esta gráfica. El

asentamiento del pilote crece con la carga hasta cierto punto, más allá del cual la curva carga –

asentamiento se vuelve vertical. La carga correspondiente al punto que la curva Q versus sneto

se vuelve vertical es la cara última, Qu, del pilote. En muchos casos, la última etapa de la curva

carga – asentamiento es casi lineal, mostrando un grado amplio de asentamiento para un

pequeño incremento de carga. La carga última, Qu, para tal caso se determina del punto de la

curva Q versus sneto donde empieza esta porción lineal empinada.

Q1 Q2 Carga Q

Proceso

de carga

Proceso de descarga

Asentamiento

se(2) se(1)

st(2)

st(1)

Figura 2 Diagrama carga - asentamiento

Carga Q

Qu

Qu

1 2

Asentamiento neto, snet

Figura 3 Diagrama carga - asentamiento


20

El procedimiento de prueba de carga antes descrito requiere la aplicación de cargas por etapas

sobre los pilotes así como la medición del asentamiento y se llama ensayo de carga controlada.

La otra técnica usada para una prueba de carga en pilotes, tasa de penetración a velocidad

constante, la carga sobre el pilotes es continuamente incrementada para mantener una

velocidad constante de penetración, que varía de 0.01 a 0.1 pulg/min (0.25 a 2.5 mm/min). Esta

prueba da una gráfica carga – asentamiento similar a la obtenida con la carga controlada. Otro

tipo de prueba es la carga cíclica en la que una carga incremental es repetidamente aplicada y

retirada.

Las pruebas de carga sobre pilotes empotrados en arena se conducen inmediatamente

después que se hincan los pilotes. Sin embargo, cuando están empotrados en arcilla, debe

tenerse cuidado al decidir el lapso de tiempo entre el hincado y el principio de la prueba de

carga.

A modo de conclusión podemos plantear que la prueba de carga es un método bastante seguro

en la determinación de la carga última de los pilotes, siempre que se proporcione el mismo

grado de calidad al pilote en prueba y al definitivo, pero es muy costoso y por esto se toman

otras alternativas en la medición de la capacidad de carga.

1.5 Expresiones Dinámicas

Parta desarrollar la capacidad de carga deseada, un pilote de punta debe penetrar

suficientemente el estrato denso de suelo o tener contacto suficiente con un estrato de roca.

Este requisito no es siempre satisfecho hincando un pilote a una profundidad predeterminada

debido a la variación de los perfiles de suelo, por lo que se han desarrollado varias ecuaciones

para calcular la capacidad última de un pilote durante la operación. Las ecuaciones dinámicas

son ampliamente usadas en el campo para determinar si el pilote ha alcanzado un valor

satisfactorio de carga a la profundidad predeterminada.

1.5.1 Fórmula del Engineering News Record (ENR)

Una de las primeras de esas ecuaciones dinámicas, comúnmente llamada la fórmula del

Engineering News Record (ENR), se deriva de la teoría del trabajo y la energía. Es decir,

Energía impartida por el martillo por golpe =

(Resistencia del pilote)/(Penetración por golpe del partillo)

De acuerdo con la fórmula ENR, la resistencia del pilote es la carga última Qu, expresada como:

exp. 1.44

Donde:

WR: peso del martinete

h: altura de la caída del martinete

S: penetración del pilote por golpe de martillo

C: constante


21

La penetración, S, del pilote se basa usualmente en el valor promedio obtenido de los últimos

golpes del martillo. En la forma original de la ecuación se recomendaron los siguientes valores

de C.

Para martillos de caída libre: C = 1 pulg. (si las unidades de S y h están en pulgadas)

Para martillos de vapor: C = 0.1 pulg. (si las unidades de S y h están en pulgadas)

Se recomendó también un factor de seguridad, FS, igual a 6, para estimar la capacidad

admisible del pilote. Note que para martillos de acción simple y doble, el término WRh es

reemplazado por EHE (donde E = eficiencia del martillo y HE = energía nominal del martillo).

Entonces:

exp. 1.45

La fórmula ENR ha sido revisada a lo largo de los años y también se han sugerido otras

formulas de hincado de pilotes.

El esfuerzo máximo desarrollado en un pilote durante la operación de hincado se estima con

las fórmulas presentadas en la tabla de fórmulas para el hincado de pilotes. Como ilustración

usamos la formula ENR modificada:

exp. 1.46

En esta ecuación, S es igual a la penetración promedio por golpe de martillo, que también se

expresa como:

exp. 1.47

Donde

S: está en pulgadas

N = número de golpes de martillo por pulgada de penetración

Entonces:

exp. 1.48

Diferentes valores de N se suponen para un martillo y pilote dados y luego pueden calcularse

Qu. El esfuezo de hincado entonces se calcula para cada valor de N y Qu/Ap.


22

Nombre Fórmula

Fórmula ENR modificada

Donde

E: eficiencia del martillo

C: 0.1 pulg, si las unidades de S y h están en pulgadas

Wp: peso del pilote

n: coeficiente de restitución entre el martinete y el

capuchón del pilote

Valores típicos para E

Martillos de acción simple y doble 0.7 – 0.85

Martillos diesel 0.3 – 0.4

Martillos de caída libre 0.7 – 0.9

Valores típicos para n

Martillo de hierro colado y pilotes 0.4 – 0.5 de

concreto (sin capuchón)

Cojinete de madera sobre pilotes 0.3 – 0.4 de

acero

Pilotes de madera 0.25 – 0.3

Fórmula de la Michigan State

Highway Commission (1965)

Donde

HE: energía nominal máxima según el fabricante del martillo

(lb·pulg)


C: 0.1 pulg.

Se recomienda un factor de seguridad de 6.

Fórmula danesa

(Olson y Flaate, 1967)

Donde


HE: energía nominal del martillo

Ep: módulo de elasticidad del material del pilote

L: longitud del pilote

Ap: área de la sección transversal del pilote


23

Fórmula del Pacific Coast

Uniform Building Code

(International Conference of

Building Officials, 1982)

El valor de n debe ser de 0.25 para pilotes de acero y de 0.1

para los otros. Se recomienda en general un factor de

seguridad de 4.

Fórmula de Janbu

(Janbu, 1953)

Donde

Fórmula de Gates

(Gates, 1957)

Si Qu está en klbs, entonces S está en pulg, a = 27,

b = 1 y HE esta en klb·pies.

Si Qu está en KN entonces S está en mm, a = 104.5,

b = 2.4 y HE está en KN·m.

E = 0.75 para martillo de caída libre; E = 0.85 para los otros

martillos.

Use un factor de seguridad de 3

Fórmula de Navy – McKay

Use un factor de seguridad de 6

Tabla1.10. Fórmulas de hinca


24

1.5.2 Design Manual DM 7.2, 1982

La Tabla 1.11 de US Navy (1982) recomienda el empleo de fórmulas de hinca según el martillo

a ser utilizado. Estas fórmulas pueden utilizarse como una guía para estimar las capacidades

admisibles de los pilotes y como control de construcción cuando están complementadas por

ensayos de carga.

Para martillos en caída

libre

Para martillos de acción

simple

Para martillos de doble

acción diferencial

Tabla 1.11. Fórmulas Básicas de Hincado de Pilotes (Design Manual DM 7.2, 1982)

Donde:

a: usar cuando los pesos hincados son menores que los pesos del martillo.

b: usar cuando los pesos hincados son mayores que los pesos del martillo.

c: fórmula de hincado de pilotes basada en la fórmula de Engineering News.

(Qv)ad: carga admisible del pilote en libras.

W: peso del martillo en libras.

H: altura efectiva de caída en pies.

E: energía real liberada por el martillo por golpe en pie-libra.

S: promedio neto de penetración en pulgadas por golpe para las últimas 6 pulgadas

del hincado.

WD: pesos hincados incluyendo el pilote.

Nota: la relación de pesos (WD / W) debe ser <3.


25

1.6 Conclusiones Parciales

Después de analizada los aspectos anteriores arribamos a las siguientes conclusiones

parciales:

1. Existe un gran número de expresiones y criterios para el diseño geotécnico de

cimentaciones sobre pilotes trabajando en roca.

2. Se acepta en la literatura internacional el aporte a fricción en pilotes que atraviesan estratos

rocosos.

3. La propuesta de Norma(1989) se encuentra desactualizada en algunos temas como los

pilotes trabajando a fricción en roca.

4. Para la determinación de la carga ultima por métodos dinámicos existe un gran número de

expresiones, que evalúan fundamentalmente el numero de golpes para penetrar en el

suelo, la energía del martillo y la masa de pilote y el equipo de hinca.

5. El empleo de los métodos dinámicos debe estar asociado a las recomendaciones del

fabricante del equipo de hinca y a resultados experimentales satisfactorios para las

condiciones de suelo analizado.

6. Es una tendencia actual el uso pruebas de cargas a escala real, para comprobar la

capacidad de carga del pilote aislado, a pesar de lo costoso del mismo.

Capítulo 2

Estudio teórico del comportamiento de los pilotes de la Marina Gaviota en Varadero Capítulo II

26

CCaappííttuulloo IIII.. EEssttuuddiioo TTeeóórriiccoo ddeell ccoommppoorrttaammiieennttoo ddee llooss ppiillootteess ddee llaa

MMaarriinnaa ggaavviioottaa.. VVaarraaddeerroo

2.1 Resumen

En este capítulo se realizara un estudio de los informes ingeniero geológicos tanto de los

informes de GeoCuba como de la ENIA, haciendo énfasis en la descripción de los suelos según

las calas tomadas en el terreno de la marina Gaviota de Varadero. A través del procesamiento

de los parámetros de suelo se harán tablas resumenes para a partir de de la roca obtener los

parámetros resistentes. Se realizara también un análisis de los resultados de la hinca de los

pilotes por distintas fórmulas así como análisis de los resultados de los ensayos de carga.

2.2 Introducción

La Marina Gaviota es una edificación, perteneciente a las Obras de Ampliación del Turismos en

Varadero, conformada por diferentes objetos de obra que incluyen 7 edificaciones de varios

niveles, una cisterna y otras facilidades de una marina. Tiene una capacidad de 1500 Yates y

800 habitaciones. La tipología estructura a utilizar en la mayoría de los objetos de obras son

muros de carga para los edificios de hasta 4 niveles y sistema de viga y columna, para

edificaciones de hasta 7 niveles. La cimentación propuesta, es cimientos sobre pilotes, estos

hincados en el lugar, tratando de apoyar o penetrar el estrato de calcarenitas yacente en el

lugar.

2.3 Planteamiento del problema

Debido a la compleja estratificación desde el punto de vista geológico, con gran variedad en los

perfiles de suelo y la mala calidad portante en la superficie del terreno donde está ubicada la

Marina Gaviota se utilizó el sistema de cimentación profunda mediante pilotes. Comprometida

la gran responsabilidad estructural de los pilotes, resulta fundamental realizar un estudio del

perfil geológico para poder determinar la capacidad de carga de los pilotes. Para esto se hará

una correlación entre los resultados del ensayo de carga y la modelación realizada a los pilotes.


27

Figura 2.1. Terreno donde está en construcción la Marina Gaviota. Varadero.

2.4 Estudio de los informes ingeniero geológicos

2.4.1 Trabajos Geofísicos

Con la finalidad de apoyar al estudio ingeniero geológico para este proyecto constructivo en La

Marina Gaviota, se ejecutaron los trabajos geofísicos, los que desde el punto de vista de las

propiedades eléctricas de estos suelos aportarán sus resultados en la clasificación de los

mismos, quedando espacialmente identificados, definiéndose los espesores de los diferentes

litotipos detectados para el área, todo lo cual se corroborara con las diferentes calas ingeniero

geológicas paramétricas a los trazados de las líneas de mediciones geofísicas efectuadas.


28

El método geofísico que se utilizó fue el método de Imágenes eléctricas, con el Equipo Syscal

Junior de fabricación Francesa, el dispositivo utilizado para la toma de datos fue Wenner

Schlumberger para el que se desplegó 48 electrodos acoplados a un sistema inteligente de

adquisición de datos, este dispositivo se colocó transversal a los principales afloramientos

rocosos del área y resultaron llegar a ser un total de 10 perfiles, sobre los que se obtuvieron un

total de 30 imágenes.

Los resultados del procesamiento de los datos se muestran en forma de secciones

tomográficas para cada perfil medido, pudiéndose apreciar el comportamiento de los valores en

el sentido vertical hasta la máxima profundidad alcanzada que está en el orden de los 12

metros.

2.4.1.2 Resultados de la interpretación de los datos geofísicos

Durante el procesamiento de los datos fue necesario la eliminación de valores distorsionados

debido al amplio rango que presentaron en su comportamiento, es de destacar que se está

trabajando sobre un suelo donde se presentan materiales rocosos aflorando, por otro lado

suelos arenosos y materiales de relleno locales, todo lo cual motivo a que las condiciones de

tomas a tierra no fueran las idóneas, no obstante los resultados muestran el comportamiento

eléctrico de los suelos investigados delimitando las diferentes capas de suelos mapeadas las

que fueron corroboradas con las calas ingeniero geológicas practicadas próximas a los perfiles

medidos.

A continuación se presentarán los resultados gráficos de este trabajo, los que se aprecian en

los siguientes cortes tomográficos.

Figura 2.2

En esta sección No 1, se muestra de acuerdo al corte geoeléctrico que el comportamiento de

los suelos investigados se asocia a tres variedades litológicas que contrastan por su

comportamiento eléctrico: uno con los valores más débiles en el orden desde 10 Ohm-m hasta

70 Ohm-m pudiendo estar asociados a materiales como la turba y cieno arenosos los que por

demás y a los niveles detectados se encuentran sobresaturados por la intrusión marina, el otro


29

intervalo anómalo esta entre los 70 Ohm-m y 200 Ohm-m, asociados a suelos calacareniticos

de color crema, textura arenosa de dureza baja y en las calas se presenta con recuperación

muy fragmentada y además el parámetro RQD se presenta con valores de 20 a 60 %, esta

capa se encuentra saturada por la intrusión marina la que baña sus poros provocando la baja

dureza de este litotipo, el tercer tipo de suelo se presenta con los valores más elevados en toda

el área estando en el orden de 200 Ohm-m y superiores, asociados a las rocas calcarenitas de

colores crema, con oquedades pequeñas, bastantes conservadas y en las calas se presenta

con valores de parámetro RQD de 80 – 90 – 100 % en función de su grado de conservación.

Figura 2.3

En esta sección como en todas las que le continúan se presenta un comportamiento anómalo

en cuanto a la distribución de los tipos de suelos muy similares, por lo que los valores más

elevados están mapeando a la capa de roca calcarenita más conservada, los valores de

intensidades intermedias se corresponden con suelos calacareniticos de color crema, textura

arenosa de dureza baja y en las calas se presenta con recuperación muy fragmentada y los

valores inferiores están asociados a materiales como la turba y cieno arenosos los que por

demás y a los niveles detectados se encuentran sobresaturados por la intrusión marina.

Por la forma de presentarse los contornos anómalos nos infiere a pensar que la distribución de

estos suelos hacia la máxima profundidad lograda en esta investigación representa a una

estratificación bastante homogénea manteniendo la horizontalidad en la superposición de las

capas ingeniero geológicas descritas en este informe.

C 10

C 90


30

Figura 2.4

Figura 2.5

Figura 2.6

C 9 C 8 C 7

C 7

C 78


31

De acuerdo a los resultados de las mediciones geofísicas se ha podido realizar una

caracterización geoeléctrica de los suelos del área investigada, la que ha sido corroborada con

calas ingeniero geológicas que están efectuadas de forma paramétricas a los perfiles medidos.

La primera capa ingeniero geológica muestra valores máximos de resistividad eléctrica y la

misma contornea en sus anomalías a suelos constituidos por roca calcárea que se reporta en

las calas como rocas calcarenitas de colores crema, con oquedades pequeñas, bastantes

conservadas y agenciándose con valores del parámetro RQD de 80 – 90 – 100 % en función de

su grado de conservación.

La segunda capa ingeniero geológica se comporta con valores intermedios de la resistividad

eléctrica real para la zona estudiada y se asocia a suelos constituidos por materiales

calacareniticos de color crema, textura arenosa de dureza baja y en las calas se presenta con

recuperación muy fragmentada y además el parámetro RQD se exhibe con valores que oscilan

entre 20 a 60 %, esta capa se encuentra saturada por la intrusión marina la que baña sus poros

provocando su baja dureza.

La tercera capa ingeniero geológica se manifiesta con los valores más bajos o débiles

reportados para el área la que esta cartografiando a suelos constituidos por materiales como la

turba y cieno arenosos los que por demás y a los niveles detectados se encuentran

sobresaturados por la intrusión marina y su ubicación es más predominante la parte sur en

todos los perfiles.

2.4.2 Datos tomados del Informe de GeoCuba. Año 2008

En el año 2008 la empresa GeoCuba realizo un estudio Ingeniero Geológico del lugar,

obteniendo resultados similares a los posteriormente descritos por la ENIA en el año 2009. A

continuación se exponen los resultados comprendidos en dichos informes, independientemente

de la variabilidad en cuanto a la descripción y propiedades de los suelos.

En ambos informes, nunca se alcanzan profundidades mayores a 12 metros de perforación.

Informe GeoCuba No1. En este informe se desatacan la presencia de una calcarenita, de

Resistencia a compresión que varía en función de la profundidad. En ambos informes, nunca

se alcanzan profundidades mayores a 12 metros de perforación.

Densidad σc.

Compresión MPa

Angulo de fricción

interna

Modulo Gral de

Deformación

16.6 - 15 a 20 150 a 300 kPa

Nspt de 0 a 14 - - -

Tabla 2.1 Propiedades de los suelos

C 3 C 78


32

Densidad σc.

Compresión MPa

Angulo de fricción

interna

Modulo Gral de

Deformación

16.6 2.9 a 9.93 26 a 36 grados -

Tabla 2.2 Propiedades de los suelos

Calas 43, 42 y 40: A los 6 metros las calcarenitas

Figura 2.7. Estructura general del suelo.

En otra parte de este informe, se establece que los suelos presentes responden a las

siguientes características:

Nspt Ángulo Fricción

(Grados)

Eo

(kPa)

0 a 2 15 150

4 a 14 20 500

Tabla 2.3. Valores Normativos

Capas 2 y 4.

Finalmente y considerado como el informe más adecuado, la ENIA en el año 2009, establece la

presencia de 3 suelos “resistente”, descritos como calcarenitas con las propiedades que a

continuación se muestran. La diferencia fundamental de los mismos radica en el RQD obtenido,

aunque la descripción visual también destaca marcadas diferencias.

Suelo Densidad

(kN/m3)

Rc´ Sat

(Mpa)

C

(KPa)

Ángulo Fricción

(Grados)

Modulo Genaral

Deformación

(MPa)

5 14.5 0.71 35 20 25

5a 16.6 2.9 95 26 60

5b 18.3 9.93 260 36 -

Tabla 2.4 Valores Normativos capas 5, 5a y 5b


33

Cabe señalar que el valor de Cohesión del suelo 5b, no tiene sentido a la hora de aplicar las

ecuaciones clásicas de diseño de pilotes en suelos. Es nuestra opinión que en el lugar se

presentan dos calcarenitas, una de menor resistencia (que pudiera ser la descrita como 5 y 5a)

y una de mayor resistencia (descrita como 5b). Sin embargo los valores propuestos de Rc

parecen ser muy diferentes al valor real de las calcarenitas allí existente como veremos

posteriormente con los resultados de la Hinca de pilote.

En las figuras que a continuación se presentan se evidencia la gran diversidad existente en el

terreno de la Marina Gaviota en Varadero, se observa no solo la gran diferencia de las capas,

sino también en la profundidad y espesor de las mismas, sobre todo de la capas de roca

(calcarenita) fundamental para la resistencia del pilote.

Figura 2.8. Cala 63.


34




35

2.5 Procesamiento de los parámetros de suelo

Debida a esta incertidumbre, y a propuesta del Proyectista, se trabaja en la caracterización

mecánica de estos suelos o rocas. En la literatura consultada se establecen relaciones entre el

RQD (Designación de la calidad de la roca) y los parámetros mecánicos de los suelos.

Las propiedades de masa de la roca se relacionaron con la fuerza ilimitada y el

valor de designación de calidad de la roca (RQD)

RQD Cohesión ø

0 – 10 0.1qu 30°

70 – 100 0.1qu 30 – 60°

Tabla 2.5. Valores de ø Cohesión según RQD.

RQD qc quc

(MPa) qc C c (kPa)

Φ

(Grados)

20 0.33 quc 0.71 0.2343 0.02343 23.43 20

40 0.33 quc 0.71 0.2343 0.02343 23.43 20

60 0.33 quc 0.71 0.2343 0.02343 23.43 20

80 0.48 quc 0.71 0.3408 0.03408 34.08 20

100 0.8 quc 0.71 0.568 0.0568 56.8 20

Tabla 2.6. Suelo 5. Cohesión y Angulo de fricción interna en funcion de

RQD y la resistencia a Compresión

RQD qc quc

(MPa) qc C c (kPa)

Φ

(Grados)

20 0.33 quc 2.9 0.957 0.0957 95.7 40

40 0.33 quc 2.9 0.957 0.0957 95.7 40

60 0.33 quc 2.9 0.957 0.0957 95.7 40

80 0.48 quc 2.9 1.392 0.1392 139.2 40

100 0.8 quc 2.9 2.32 0.232 232 40

Tabla 2.7. Suelo 5a. Cohesión y Angulo de fricción interna en funcion de

RQD y la resistencia a compresión.


36

RQD qc quc

(MPa) qc C c (kPa)

Φ

(Grados)

20 0.33 quc 9.75 3.2175 0.32175 321.75 60

40 0.33 quc 9.75 3.2175 0.32175 321.75 60

60 0.33 quc 9.75 3.2175 0.32175 321.75 60

80 0.48 quc 9.75 4.68 0.468 468 60

100 0.8 quc 9.75 7.8 0.78 780 60

Tabla 2.8. Suelo 5b. Cohesión y Angulo de fricción interna en funcion de

RQD y la resistencia a compresión.

Llama la atención que para el Suelo 5b esta expresión no es válida, al obtenerse elevados

valores de Cohesión. De igual forma el suelo 5a, para RQD, muy altos, ocurre lo mismo. Este

resultado confirma la hipótesis de la presencia de calcarenitas en el lugar y la validez de la

aplicación de formulas de pilotes apoyados en suelo para el cálculo de la capacidad de carga.

A partir de esta conclusión se procede al trabajo con el informe de la ENIA 2004 (solicitado en

ese año con otros fines), donde se obtienen valores de resistencia a compresión de la roca, a

diferentes profundidades, como resultado de calas localizadas en el actual Travel lift:

Profundidad(m) Rc´ (MPa)

1 3 4 2.8

2 7 8 3.26

3 5 6 6.4

4 6 7 4.9

5 6 7 3.3

6 6 7 1.8

7 7 8 4.7

8 6 7 2.3

9 7 8 5.5

10 7 8 5.8

11 6 7 1.8

12 7 8 3

13 6 7 6

14 7 8 3.4

3.92571429 Mpa

Tabla 2.9 Resistencia a compresión de la roca.

Como se aprecia de tablas, para profundidades menores a los 7 metros la resistencia a

compresión de la roca varía desde valores mínimos de 1.8 MPa, hasta máximos de 6.4 MPa, lo

que reafirma una vez más la posible presencia en el lugar de dos estratos de calcarenitas.


37

2.5 Análisis de los resultados de la hinca de Pilote

A continuación se procede al cálculo de la capacidad de carga del pilote aislado, aplicando las

formulas dinámicas, para correlacionar estos resultados con los ensayos de hinca realizados en

el año 2009.

NOTA: Los resultados se exponen en TONELADAS, debido a que el proyectista trabaja en este

sistema de unidades. Si se desea llevar a kN, solo es necesario multiplicar por 10. (1 Ton = 10

kN)

Numero Pilote ensayado Numero Golpes Observaciones

1 P-6 57 Pilote de 15 metros



4 P-13-A 32 s/i



7 P-30 11 s/i

Tabla 2.10. Pilotes ensayados.

2.5.1 Cálculo de capacidad de carga basada en fórmula FHWA modificada Gates

Donde:

Ru = Capacidad de carga del pilote

N = Numero de Golpes por pie de penetración

E = Energía del Martillo

No Golpes / Pie Factor de Seguridad

1 1.5 2

1 57 241.91 161.28 120.96

2 32 219.20 146.14 109.60

3 26 210.55 140.37 105.28

4 32 219.20 146.14 109.60

5 16 189.11 126.07 94.55

6 33 220.46 146.98 110.23

7 11 171.14 114.09 85.57

Tabla 2.11. Capacidad de carga del Pilote aplicando la

expresión de la FHWA en toneladas


38

2.5.2 Capacidad de carga del Pilote aplicando la expresión de GERSEVANOV

Se propone la siguiente expresión:

O bien

Em = Energía del martillo / golpe (KN∙m)

Wp = Peso del pilote

Q = Peso de la masa de impacto del martillo (KN)

N = Constante elástica (KPa) que depende del material del pilote según:

N (KPa) Material del pilote

1500 Hormigón

1500 Acero

1000 Madera

Tabla 2.12 Valores de Constante elástica

e = hinca específica, que se define como:

Nota: la fórmula anterior es válida para valores de hinca específica o superiores o iguales a

0.002 m, lo que equivale a un valor máximo de 150 golpes para penetrar 30 cm. Si esta

condición no se cumple se utilizará un martillo de mayor energía.

No Golpes / Pie Factor de Seguridad

1 1.5 2

1 57 202.90 135.26 101.45

2 32 152.23 101.49 76.12

3 26 137.32 91.54 68.66

4 32 152.23 101.49 76.12

5 16 107.98 71.98 53.99

6 33 154.58 103.05 77.29

7 11 89.78 59.85 44.89

Tabla 2.13. Capacidad de carga del Pilote aplicando la expresión

GERSEVANOV en Toneladas


39

2.5.3 Capacidad de carga del Pilote aplicando la expresión del DELMAG

El fabricante del martillo DELMAG propone la siguiente expresión de diseño:

Donde:

Q: masa de martinete que golpea (T)

q: masa del pilote + sufrideras (T)

e: rechazo del pilote a la hinca (m)

L: longitud del pilote

C: coeficiente de 0.1 o 1

No Golpes /

Pie

Factor de Seguridad

1 1.5 2

1 57 284.05 189.36 142.02

2 32 226.72 151.15 113.36

3 26 204.96 136.64 102.48

4 32 226.72 151.15 113.36

5 16 155.28 103.52 77.64

6 33 229.93 153.29 114.96

7 11 121.37 80.92 60.69

Tabla 2.14. Capacidad de carga del Pilote aplicando la

expresión propuesta por el fabricante del martillo

DELMAG en toneladas

2.5.4. Cálculo de la capacidad de carga de Pilotes en Roca. Propuesta de Norma Cubana

A continuación se aplica la expresión de la propuesta de Norma Cubana, para pilotes en roca,

considerando diferentes longitudes de empotramiento en la Roca. Se toma como RC los

resultados expresados en la Tabla 2.4

Capa Densidad

kN/m3

Rc´ Sat

Mpa KSq

LE = D

(m) dr Qu (kN)

Qu

(Ton)

Factor Seguridad

1 1.5 2

5 14.5 0.71 0.3 0.41 1.4 298.2 29.82 29.82 19.88 14.91

5a 16.6 2.9 0.3 0.41 1.4 1218 121.8 121.80 81.20 60.90

5b 18.3 9.93 0.3 0.41 1.4 4170.6 417.06 417.06 278.04 208.53

Tabla 2.15. Capacidad de carga del pilote aplicando LE=D


40

Capa Densidad

kN/m3

Rc´ Sat

Mpa KSq LE = 2D

(m) dr Qu (kN) Qu

(Ton)

Factor Seguridad

1 1.5 2

5 14.5 0.71 0.3 0.82 1.8 383.4 38.34 38.34 25.56 19.17

5a 16.6 2.9 0.3 0.82 1.8 1566 156.6 156.60 104.40 78.30

5b 18.3 9.93 0.3 0.82 1.8 5362.2 536.22 536.22 357.48 268.11

Tabla 2.16. Capacidad de carga del pilote aplicando LE=2D

Capa Densidad

kN/m3

Rc´ Sat

Mpa KSq LE = 3·D

(m) dr Qu (kN) Qu

(Ton)

Factor Seguridad

1 1.5 2

5 14.5 0.71 0.3 1.23 2.2 468.6 46.86 46.86 31.24 23.43

5a 16.6 2.9 0.3 1.23 2.2 1914 191.4 191.40 127.60 95.70

5b 18.3 9.93 0.3 1.23 2.2 6553.8 655.38 655.38 436.92 327.69

Tabla 2.17. Capacidad de carga del pilote aplicando LE=3D

Resulta evidente que la capa o suelo 5b, por el alto valor de Rc que presenta arroja resultado

irracionales y que no se corresponden con los resultados de ensayos de carga e hinca

realizados en el lugar. Nuevamente se confirma la hipótesis de que los resultados de los

Informes ingeniero geológicos consultados no se corresponden con el comportamiento real del

suelo del lugar.

Para tener en cuenta el efecto de los pilotes a fricción se utilizan las expresiones para el cálculo

de la resistencia por fuste de pilotes empotrados en roca como función de la raíz cuadrada del

cuadro resumen 2 de resistencia por fuste de pilotes en roca del Capítulo 1:


41

Resistencia por fuste de pilotes empotrados en roca como función de la raíz cuadrada de la

resistencia a compresión simple: f(σc1/2)

τult = α·σc

Autores Fecha Coeficiente

α Limitaciones Observaciones

Rowe &

Armitage 1987 0,45 / 0,6 -

Si la superficie de contacto

pilote – terreno es muy rugosa,

se considera un coeficiente de

0,6

Wyllie 1991 0,4 → 0,6 - Establece un límite inferior

y otro superior.

Hooley &

Lefroy 1993 0,15 → 0,4

0,25 < σc < 3,00 MPa

en pizarras, lutitas y

argilitas.

Aplicable sobre rocas

alteradas y blandas

Kulhawy &

Phoon 1993 0,22 → 0,67 -

El coeficiente superior, para

superficies de contacto

pilote – terreno muy rugosas.

El inferior, para rocas blandas.

Carubba 1997 0,13 → 0,25 - Establece un límite inferior

y otro superior.

Zhang &

Einstein 1998 0,4 → 0,8 -

Establece un límite inferior

y otro superior.

Tabla 2.18. Resistencia por fuste de pilotes en roca.

Caso Longitud de empotramiento (m) Qfricción (Ton)

1 1 1.92

2 2 3.84

3 3 5.76

4 4 7.67

Tabla 2.19. Resistencia a fricción del pilote considerando Rc = 0.71 Mpa.

Caso Longitud del empotramiento (m) Qfricción (Ton)

1 1 3.88

2 2 7.75

3 3 11.63

4 4 15.51

Tabla 2.20. Resistencia a fricción del pilote considerando Rc = 0.2.9 Mpa.


42

Como se aprecia el aporte a fricción para longitudes de 3 a 4 metros no son despreciables, a

pesar de trabajar con los menores resultados de Rc.

En los cálculos iniciales no se tuvo en cuenta el efecto de la fricción negativa de los 6 metros

de cieno y relleno, que se pueden considerar contrastados por el aporte a fricción del pilote en

roca

2.6 Análisis de los resultados de los ensayos de carga

En este epígrafe se presenta el resumen final sobre los resultados obtenidos en las pruebas de carga a compresión axial efectuados a un total de 7 pilotes de hormigón armado seleccionados e hincados por el cliente, en la Obra Marina Gaviota, Varadero ejecutado por el Grupo de Geotecnia CITEC (Centro de Servicios Técnicos de Ingeniería y Tecnología de la Construcción). El comportamiento tenso deformacional obtenido en cada pilote de prueba de carga se resume en la Tabla No 2.21 y 2.22, Parámetros tensos deformacionales obtenidos por cada pilote de prueba, al aplicar carga a compresión axial.

Pilotes

Carga límite de

proporcionalidad Carga limite de diseño

Carga última de

trabajo

Carga (Ton) Asent. En la

carga (mm)

Carga

(Ton)

Asent. En la

carga (mm)

Craga

(Ton)

Asent. en la

carga (mm)

P-6 120 4.0 140 4.08 160 5.0

P-48 95 2.2 95 2.2 120 2.5

P-45 80 2.38 95 2.38 120 3.5

P-13-A 80 3.02 95 3.02 130 5.0

P-50 70 0.8 80 1.0 120 2.0

P-36 80 0.85 95 2.0 120 3.64

P-30 60 0.5 50 0.5 76 1.95

Tabla 2.21. Parámetros obtenidos después de la interpretación del comportamiento

tenso deformacional de cada prueba.


43

Datos de la entrada según ficha

técnica Resultados de las pruebas In-Situ

No.

Pilote

No. de

golpe

Long.

Pilote

(m)

Carga de

diseño

(Ton)

Carga límite de

proporcionalidad

(Ton)

Carga límite

de diseño

(Ton)

Carga última

de trabajo

(Ton)

P-6 57 15 140 120 140 160

P-48 32 15 95 95 95 120

P-45 26 15 95 80 95 120

P-13-A 32 s/i 95 80 95 130

P-50 16 11 95 70 80 120

P-36 33 11 95 80 95 120

P-30 11 s/i 95 60 50 76

Tabla 2.22. Datos de entrada y resultados de las pruebas de carga.

De acuerdo a las características obtenidas en el comportamiento tenso deformacional de los

pilotes de prueba, es posible identificar en el estudio, los casos siguientes:

CASO. A. Un comportamiento lineal hasta lograr el segundo incremento de carga (carga

de prueba) ver figura 2.11

CASO B. Un comportamiento que deje de ser lineal a partir de un punto de curvatura, lo

convierte en asintótica sin que se defina un asentamiento por el efecto del hundimiento,

al lograr el segundo incremento de carga ( carga de prueba ), ver figura 2.12

CASO C. Un comportamiento que deja de ser lineal a partir de un punto de curvatura la

convierte en asintótica donde se define un asentamiento por el efecto del hundimiento

sin que se logre (la carga de prueba), ver figura 2.13

De la tabla 2.21 el asentamiento obtenido en el cabezal de cada pilote de acuerdo a los

parámetros tenso deformacional recomendables el siguiente.

Figura 2.11. Comportamiento Tenso, Deformacional Caso A Pilote P-6.


44

No. de golpe Delmag. 25-32 Pilote P-6= 57

Carga Límite de proporcionalidad. Pilote P-6= 120 Ton, asentamiento = 40 mm

Carga límite de diseño Pilote P-6= 140 Ton, asentamiento = 4.08 mm

Carga última de trabajo Pilote P-6= 160 Ton, asentamiento = 5.0 mm

Figura 2.12. Comportamiento Tenso, Deformacional Caso B Pilotes P-36, P-45, P-48.

No. de golpe Delmag. 25-32 Pilote P-36 = 33


No. de golpe Delmag. 25-32 Pilote P-48 = 32

Carga Límite de proporcionalidad, Pilotes-P-36, P-45 y P-48 = 80, 80 Y 95Ton, asentamiento =

0.8, 2.38 y 2.2 mm

Carga límite de diseño Pilotes, P-36, P-45 y P-48 = 95, 95 y 95Ton, sentamiento = 2.0, 2.38 y

2.0mm

Carga última de trabajo Pilotes, P-36, P-45 y P-48 =120, 120,120Ton, sentamiento=3.64, 3.5 y

2.5mm

Figura 2.13. Comportamiento Tenso, Deformacional Caso C Pilotes P-30, P-50, P-13-A.



No. de golpe Delmag. 25-32 Pilote P-13-A= 32

Carga Límite de proporcionalidad., Pilotes-P-30, P-50 y P-13-A = 60,70 y 80Ton,


45

Asentamiento = 0.5, 08 y 3.02 mm

Carga límite de diseño Pilotes -P-30, P-50 y P-13-A = 50,80 y 95Ton, sentamiento = 0.5, 1.0 y

3.02 mm

Carga última de trabajo Pilotes Pilotes-P-30, P-50 y P-13-A = 76, 120 y 130Ton, asentamiento

=1.95, 2.0 y 5.0mm

El resultado tenso deformacional obtenido por los pilotes resumidos en el caso A, pueden estar

asociados a los elementos siguientes.

Los pilotes clasificados en este Caso A, el contacto, la penetración o empotramiento,

ocurre con los estratos combinados, (semi roca Calcarenita) o roca, en este caso se

obtienen generalmente el rechazo o número de golpes altos en la hinca, actúa la punta

y la fricción

El resultado tenso deformacional obtenido por los pilotes resumidos en el caso B, pueden estar


Los Pilotes clasificados en este Caso B, el contacto, la penetración o empotramiento,

ocurre con el estrato (semi roca, Calcarenita), en este caso generalmente se obtienen el

número de golpes especificado por la hinca, actúa la fricción

El resultado tenso deformacional obtenido por los pilotes resumidos en el caso C, pueden estar


Los pilotes clasificados en este Caso C, el contacto, la penetración o empotramiento ,

ocurre con el estrato ( arena ), en este caso generalmente no se obtiene el número de

golpes especificado por la hinca, actúa la poca fricción

Los resultados de los parámetros tensos deformacionales obtenidos por cada pilote de prueba,

al aplicar carga a compresión axial, contra No. de Golpe Delmag 25-32 obtenido en la hinca es

el siguiente.

Gráfico No. 11 (Figura 2.14)

Figura 2.14. Resistencia Límite de Proporcionalidad, Diseño y Carga última, Obtenido por las

pruebas a Compresión Axial.

Los resultados combinados de los parámetros tensos deformacionales obtenidos por cada

pilote de prueba al aplicar carga a compresión axial y resistencia del pilote, según rechazo


46

enunciado por ficha técnica del producto (ANX3), contra No. de Golpe Delmag 25- 32, se

muestran en la figura 2.16.

Figura 2.15. Resistencia compresión axial según la hinca del Delmag 25-32, aplicado para los

pilotes de hormigón de longitud de 11 y 15m.

Figura 2.16. Resistencia por la hinca del Delmag 25-32, Carga Límite de proporcionalidad,

carga de diseño y carga última obtenida por la prueba estática por carga axial

En el gráfico de la figura 2.16 se resumen los resultados tenso deformacional obtenidos de los

pilotes de estudio sometido a compresión axial (figura 2.14) y su combinación con la resistencia

por la hinca del Delmag 25-32 (figura 2.15), la cual es posible establecer la relación existente

entre el No. de golpe contra la resistencia a compresión axial obtenida por el método estático

(prueba de carga) y el método dinámico (hinca Delmag 25-32), en la presente ilustración la

carga de proporcionalidad así como la carga de diseño recomendable en el presente análisis es

efectivo cuando se logra, entre 30 y 50 No. de golpes en el ultimo pies de la hinca, con este

rango es posible obtener resistencias a compresión de proporcionalidad en un rango de 85 y

100 ton y resistencias máximas a compresión axial para el diseño en un rango de 95 y 110 ton.

A manera de ejemplo se exponen los resultados del ensayo de carga del pilote 48


47

Carga (Ton) Asent (mm)

0.00 0.00

23.75 0.18

47.5 0.54

71.25 1.21

95.0 2.12

71.25 1.93

47.5 1.84

23.75 1.57

47.50 1.73

71.25 1.890

95 2.205

118.75 2.380

140 3.375

140 3.55

140 3.550

118.25 3.460

95 3.330

71.25 3.150

47.5 2.740

23.75 2.83

0 0.630

Tabla 2.23. Carga deformacional pilote 48

Figura 2.17. Carga deformación pilote 48


48

Debido a que en la mayoría de los casos de los pilotes ensayados, no se alcanza la rotura, y

solo se cargan hasta 140 Ton, se acude al método grafico propuestos por Norma Canadiense,

a través del cual se puede estimar la carga de rotura del pilote

Método grafico

δo= a +10% Diámetro

Q- carga actuante

L - longitud del pilote

Ap - area del pilote

Ep - Módulo General de

deformación del material del pilote

D- Ancho del pilote

Figura 2.18. Método Gráfico – Analítico

Figura 2.19. Capacidad de carga del Pilote por método gráfico analítico

EpAp

LQE

·

·

EOF


49

Pilote No. golpes Prueba

P6 57 210

p48 32 140

p 45 26 140

p 13 32 140

p 50 16 140

p 36

148

p 36 A 33 140

p 30 11 140

Tabla 2.24 Pilotes ensayados.

A continuación se presentan los resultados de los ensayos de carga y dinámicos realizados en

el año 2009 por el CITEC (Centro de Servicios Técnicos de Ingeniería y Tecnología de la

Construcción).

Pilote P-8 P-9 P-10 P-13 P-13A P-14 P-15 P-17 P-30

No. de Golpes 66 27 72 10 32 140 97 65 11

Longitud 15 15 15 15 15 11 9 15 11

Calas de referencia 51 61 62 23,24,25,72 19 23,24 24 63,38 38

Prof. de la roca (m)

según estudio ENIA 6.5 5.1 9.8 5.4 5.7 5.5 5.6 5.8 6.7

Prof. de la roca (m)

estimada durante la

hinca

6.3 3 7.2 5.1 6.9 5.4 5.7 7.2 7.2

Diferencia 0.2 2.1 2.6 0.3 1.2 0.1 0.1 1.4 0.5

Penetración del pilote

en la roca (m) (Real

según HINCA)

6.3 11.7 5.7 9.6 6.3 5.4 0.6 6 2.4

Capacidad necesaria

según estudios (Ton) 102 102 102 102 140 140 140 102 102

Capacidad por diferentes métodos dinámicos

FWHA 247 212 251 166 219 274 261 247 171

FS 1.5 165 141 167 111 146 183 174 165 114

FS 2 124 106 126 83 110 137 131 124 56

Gerseevanov 218 140 228 86 152 318 264 216 90

FS 1.5 145 93 152 57 101 212 176 144 60

FS 2 109 70 114 43 76 159 132 108 45

DELMAG 462 281 506 127 316 849 819 481 151

FS 1.5 308 187 338 85 211 566 546 321 101

FS 2 231 141 253 64 158 424 409 241 76

Tabla 2.25 Resultados de la hinca de pilotes.


50

Pilote P-31 P-33 P-34 P-35 P-35 P-16(SA) P-16(SA) P-16(SA)

No. de Golpes 72 69 72 35 33 25 103 7

Longitud 9 9 9 9 11 11 9 15

Calas de

referencia 37 34,46,51 34,51 48,98 48,98 48,98

Prof. de la roca

(m) según

estudio ENIA

6.9 6.4 6.4 5.6 5.6 5.6

Prof. de la roca

(m) estimada

durante la hinca

6.9 6.9 6.3 4.2 8.7 7.2 5.4 6.3

Diferencia 0 0.5 0.1 1.6 0.2 0.7

Penetración del

pilote en la roca

(m) (Real según

HINCA)

0.6 0.9 0.9 3.6 1.2 3.3 1.2 7.2

Capacidad

necesaria según

estudios (Ton)

102 102 102 102 102 102 102 102


FWHA 251 249 251 223 220 209 263 147

FS 1.5 167 166 167 149 147 139 175 98

FS 2 126 125 126 112 110 105 132 74

Gerseevanov 228 223 228 159 155 135 273 72

FS 1.5 152 149 152 106 103 90 182 48

FS 2 114 112 114 80 78 68 137 36

DELMAG 691 673 691 421 373 302 845 93

FS 1.5 461 449 461 281 249 201 564 62

FS 2 345 337 345 210 186 151 423 46

Tabla 2.25.1. Resultado de la hinca de pilotes.


51

Figura 2.20 Pilotes hincados.


52

2.7 Conclusiones parciales

Después de analizados los Informes Ingeniero Geológicos de la zona de emplazamiento de la

obra y los resultados de los ensayos de hinca y prueba de carga arribamos a las siguientes

conclusiones parciales:

1. Existe gran diferencia entre los informes ingeniero geológicos en cuanto a las

propiedades de los suelos donde se hincarán los pilotes de la marina Gaviota en

Varadero.

2. Se puede afirmar que existen dos estratos de roca en el sitio de emplazamiento, del

cual se desconoce sus verdaderas propiedades físico-mecánicas.

3. Se evidencia la variedad de suelos presentes tanto en profundidad como en posición de

las calas.

4. Los ensayos de hinca y de carga realizados a los pilotes solo llegan a las 140 ton.

33

Capítulo 3

Aplicación a un problema real Capítulo III

53

CCaappííttuulloo IIIIII.. AApplliiccaacciióónn aa uunn pprroobblleemmaa rreeaall..

3.1 Resumen

En este capítulo se hará un análisis de la capacidad de carga de los pilotes de la Marina

Gaviota en Varadero, explicando los resultados preliminares de las tareas de hinca de los

pilotes y las calas realizadas en el lugar. Se explicará también en este capítulo la modelación

de la prueba de carga realizada a los pilotes, con la realización de un análisis y calibración de

los resultados, arribando a conclusiones al final del capítulo.

3.2 Introducción

En la mayoría de los grandes proyectos, un número específico de pruebas de carga debe

llevarse a cabo sobre pilotes. La razón principal es la falta de confiabilidad en los métodos de

predicción. Parta desarrollar la capacidad de carga deseada, un pilote de punta debe penetrar

suficientemente el estrato denso de suelo o tener contacto suficiente con un estrato de roca.

Este requisito no es siempre satisfecho hincando un pilote a una profundidad predeterminada

debido a la variación de los perfiles de suelo. Dada la gran responsabilidad estructural que

tendrán los pilotes de la Marina Gaviota en Varadero y la compleja estratificación presente en el

lugar, resulta fundamental determinar la capacidad de carga de los mismos, y para esto se

necesita hacer un estudio de la hinca de los pilotes y la realización de pruebas de carga con

una análisis de los resultados de la modelación de la misma.

3.3 Análisis de la capacidad de carga de los pilotes de la marina Gaviota.

A continuación se explican los resultados preliminares de las tareas de hinca de pilotes en la

marina gaviota y las calas realizadas en el lugar durante los día 20 y 25 de abril del año 2010.

Estas tareas fueran previamente coordinadas y aprobados con los proyectistas con el objetivo

de: determinar la capacidad de carga de los pilotes durante la prueba de hinca y segundo

corroborar la estratigrafía del lugar debido a su complejidad, manifestada en la hinca de pilotes

en la zona aledaña a la estudiada.

3.3.1 Trabajo realizados

Hinca de pilotes:

Se realizó la hinca de 13 pilotes de 9, 11 y 15 metros en toda el emplazamiento de la obra

(Bungalow zona 01, 31, 32 y piscina). Los pilotes son de 40 x 40 cm y están espaciados

aproximadamente cada 15 metros

Resultados de la hinca

7 pilotes alcanzaron el rechazo a los 6 a 7 metros, con un número de golpes de 40 o superior

5 pilotes no alcanzaron el rechazo, se hinca a una profundidad de 11 metros, con un número

de golpes inferior a 20 golpes/pie


54

1 pilote alcanza el rechazo a una longitud mayor a los 13 metros, con un número de golpes

superior a 45

Figura 3.1. Equipo de hinca (DELMAG 25 – 32).

Elemento P 006 Fecha 20/5/10

Sección 0.40 x 0.40 m Martillo D 25 – 32

Longitud 11 m Observaciones

Peso 4.224 T

Cota Referencia N Relleno

Cota Terreno

Cota Punta

Cota Pie No. Golpes Cota Pie No Golpes Cota pie No. Golpes

1 - 11 7 21 34

2 12 3 22 51

3 13 3 23

4 14 2 24

5 15 3 25

6 2 16 3 26

7 5 17 3 27

8 11 18 4 28

9 12 19 6 29

10 11 20 15 30

Tabla 3.1. Modelo de hinca. Pilote 006.


55




Peso 4.224 T


Cota Terreno

Cota Punta


1 7 10 7 21 16

2 16 11 3 22 47

3 28 7 3 23

4 20 8 2 24

5 15 7 3 25

6 13 5 3 26

7 10 4 3 27

8 11 1 4 28

9 9 1 6 29

10 9 1 15 30


Elemento P 000 (desplazado) Fecha 20/5/10



Peso 4.224 T


Cota Terreno

Cota Punta


1 4 11 - 21

2 15 12 - 22

3 24 13 1 23

4 30 14 - 24

5 20 15 - 25

6 13 16 1 26

7 11 17 - 27

8 4 18 4 28

9 2 19 20 29

10 1 20 49 (15cm) 30



56




Peso 4.224 T


Cota Terreno

Cota Punta


1 13 - 25 8

2 14 1 26 7

3 15 - 27 12

4 16 1 28 11

5 17 - 29 17

6 18 - 30 20

7 3 19 6 31 19

8 7 20 8 32 18

9 5 21 7 33 16

10 1 22 5 34 8

11 - 23 2 35 7

12 - 24 6 36





Peso 4.224 T


Cota Terreno

Cota Punta


1 6 13 25 20

2 17 14 26 16

3 29 15 27 13

4 30 16 28 18

5 22 17 29 30

6 18 18 30 17

7 15 19 31 11

8 15 20 32 8

9 13 21 9 33 7

10 10 22 16 34

11 6 23 30 35

12 24 24 36



57

Elemento P 001 (Antiguo 000) Fecha 20/5/10



Peso 4.224 T


Cota Terreno

Cota Punta


1 2 15 4 29 21

2 10 16 2 30 22

3 10 17 1 31 21

4 10 18 1 32 16

5 9 19 1 33 15

6 8 20 11 34 13

7 5 21 26 35 12

8 6 22 18 36 12

9 6 23 14 37 12

10 5 24 11 38 14

11 6 25 14 39 17

12 6 26 16 40 40 (20 cm)

13 4 27 19 41

14 6 28 21 42





Peso 4.224 T


Cota Terreno

Cota Punta


1 11 2 21

2 12 2 22

3 13 1 23

4 14 2 24

5 15 2 25

6 2 16 2 26

7 5 17 4 27

8 5 18 7 28

9 6 19 30 29

10 5 20 38 (10 cm) 30



58

Figura 3.2 Pilotes hincados en el lugar

Pilote 000 011 007 001 008 006 002

No. de Golpes 49 7 7 40 30 51 47

Longitud 11 11 11 15 11 11 11


FWHA 236 147 147 228 217 238 234

FS 1.5 157 98 98 152 144 158 119

FS 2 118 74 74 114 108 156 117

Gerseevanov 188 72 72 170 147 192 184

FS 1.5 125 48 48 113 98 128 123

FS 2 94 36 36 85 73 96 92

DELMAG 487 99 99 362 345 500 474

FS 1.5 325 66 66 242 230 333 316

FS 2 244 50 50 181 173 250 237

Tabla 3.8. Resultado de la hinca de pilotes.


59

Calas realizadas in situ

Se realizaron 8 calas in situ, todas a 1 metro de distancia de los pilotes hincados, detectándose

en todas ellas los siguientes suelos.

Relleno con espesores entre 2 y 3 metros

Turba consolidable con color carmelita con espesores entre 1 y 2 metros

Cieno color gris oscuro, muy plástico con espesores entre 2 y 3 metros

Calcarenitas de color gris amarillo, de dureza media a alta, que se presenta en algunas

calas como una roca sana y en otros puntos como un material muy poroso y con

oquedades. (Su espesor varía entre los 2 y 2.5 metros)

Grava arcillosa de color gris, con espesores de 4 a 5 metros, no presente en todas las

calas

Arcilla plástica de color gris, de lata plasticidad, mezclada con la grava. Espesores de 4

a 5 metros

Calcarenitas dura, a una profundidad de 12 metros o más, presente como una roca

sana y de gran resistencia

Figura 3.3. Suelos obtenidos mediante las calas.


60

Figura 3.4. Muestra de calas realizadas.

Hipótesis parciales de trabajo

Con estos resultados de la hinca de pilotes y las calas realizadas se establecen las siguientes

hipótesis de trabajo:

1. Se confirma la variada estratificación del lugar, pudiéndose destacar la presencia de

unas 6 metros de relleno y turba, un estrato de calcarenitas que varía en espesores de2

a 3 metros, que se comporta como roca sana o muy porosa, a continuación unos 5

metros de suelo grava arcilloso y a profundidades mayores a 12 metros la presencia de

una calcarenitas dura. (estos resultados de manera general coinciden con las

investigaciones previas realizadas en el lugar).

2. Se comprueba la presencia de la calcarenitas con 2 comportamientos bien delimitados:

CASO 1, roca sana, los pilotes no pueden atravesar este estrato, se alcanza el rechazo

con 40 a más golpes/pie. 7 pilotes avalan este resultado y la inspección visual de las

calas in situ.

CASO 2, roca muy porosa y con oquedades, los pilotes atraviesan fácilmente este

estrato, y se quedan “flotando” en los estratos de arcilla y grava, se alcanzan de 20 a 25

golpes pie (no se pudo continuar la hinca ya que estos pilotes son de 9 metros).

3. El estrato de calcarenitas que se encuentra a una profundidad por debajo de los 12

metros, se comporta como una roca sana y el pilote hincad alcanzó el rechazo para más

de 45 golpes.

Sobre la base de estos resultados se proponen los siguientes escenarios de trabajo de la

cimentación.

Escenario 1. Pilotes de 8 metros. Alcanzan el rechazo para más de 30 golpes, alcanzan el

primer estrato de calcarenitas y se introducen en él al menos 1 D. Se estima que la

capacidad de carga este en el orden de las 60 a 80 Toneladas, resultado que será

confirmado con la prueba de carga.


61

Escenario 2. Pilote de 11 metros. Atraviesan el primer estrato de calcarenitas y descansan el la

grava arcillosa, disminuye su capacidad de carga y se estima esta sea de 30 a 40

toneladas.

Escenario 3. Pilotes de 15 metros. Atraviesa el estrato de calcarenitas superior, el suelo grava

arcillosa y penetran al menos 1 D en el estrato más profundo de calcarenitas. Se

estima que la capacidad de carga este en el orden de las 110 a 120 Toneladas,

resultado que será confirmado con la prueba de carga.

Recomendaciones para los ensayos de carga

Teniendo en cuenta lo anterior, se propone desechar la variante 2 y trabajar sobre la base de la

hinca de pilotes de 8 metros, asumiendo que rige el escenario 1, y en el caso de que se

atraviese el estrato de calcarenitas superior, analizar la carga que llega a dicho pilote y evaluar

la posibilidad de hincar uno nuevo.

Por esta razón y para confirmar la capacidad de carga del pilote aislado, se propone la

realización de dos (2) pruebas de carga.

Prueba de carga 1. Pilote 0.0. Pilote de 15 metros de longitud, que atraviesa todos los estratos

y descansa en la calcarenita de mayor resistencia

Prueba de carga 2. Pilote 6. Pilote de 9 metros de longitud, que descansa dentro de la

calcarenita superior no porosa.

3.3.2 Modelación de la prueba de carga

Para la modelación de la prueba de carga, por desconocer los valores del modulo de

deformación de la roca, se asumen los siguientes datos: la capa de suelo de calcarenita

superior tiene Rć = 4 MPa (resistencia a compresión), la inferior tiene Rć = 6 MPa

(resistencia a compresión) y la capa de suelo arcillo gravoso que las separa φ=35°.

Asumiendo un RQD de 60 y una resistencia a compresión de la roca Rć = 4 MPa, si el pilote

penetra 60 cm en esta roca alcanza una capacidad de carga de 190 Ton (Aplicando las

expresiones de la actual Propuesta de Norma (1989)). Para el caso de los pilotes que se

perdieron al atravesar el 1er estrato de calcarenita el aporte a fricción en la roca es de 5 Ton, el

aporte a fricción en suelo es de 22 ton y el aporte en punta 103 Ton (este es el caso del pilote

36 hincado por el CITEC).

El pilote 13A que es similar por longitud y geología al pilote 000, de 15 metros de longitud,

considerando una resistencia a compresión de Rć = 6 MPa y penetrando 20 cm en esta

calcarenita se obtiene una carga última de 285 Ton.

Para modelar el comportamiento de la prueba de carga (pilote 006 se consideró que este

penetra 60 cm en la roca se determinaron las deformaciones totales (pilote roca) calculando las

deformaciones elásticas del pilote y la deformación de la roca. El pilote se considera de

hormigón armado y la roca por no conocerse en el momento de realización del ensayo de carga

el modulo general de deformación (E0) se asumen 3 valores de E0, 2000, 3000 y 4000 MPa.


62

Se considera que la roca tiene un comportamiento elástico hasta el valor de Rc´ (resistencia a

compresión de la roca) y a partir de ahí disminuye proporcionalmente hasta la carga de rotura.

Carga (KN)

Deformación (mm)

Deformación (mm)

0,00 0 0

200 1,187 -1,187

400 2,375 -2,375

800 5,114 -5,114

900 6,075 -6,075

1000 7,187 -7,187

1100 10,124 -10,124

1200 12,186 -12,186

1300 14,959 -14,959

1400 18,978 -18,978

1500 25,487 -25,487

1600 38,216 -38,216

1700 75,782 -75,782

1800 732,239 -732,239

Tabla 3.9. Deformación para E0 = 2000 MPa.

Figura3.5. Gráfico de carga vs deformación para E0 = 2000 MPa.


63

Carga (kN)

Deformación (mm)

Deformación (mm)

0,00 0 0

200 0,979 -0,979

400 1,958 -1,958

800 4,159 -4,159

900 4,894 -4,894

1000 5,729 -5,729

1100 7,875 -7,875

1200 9,344 -9,344

1300 11,288 -11,288

1400 14,063 -14,063

1500 18,501 -18,501

1600 27,096 -27,096

1700 52,323 -52,323

1800 502,684 -502,684


Figura 3.6. Gráfico de carga vs deformación para E0 = 3000 MPa.


64

Carga kN

Deformación mm

Deformación mm

0,00 0 0

200 0,875 -0,875

400 1,75 -1,75

800 3,682 -3,682

900 4,303 -4,303

1000 5 -5

1100 6,75 -6,75

1200 7,922 -7,922

1300 9,451 -9,451

1400 11,604 -11,604

1500 15,004 -15,004

1600 21,527 -21,527

1700 40,551 -40,551

1800 383,316 -383,316


Figura 3.7. Gráfico de carga vs deformación para E0 = 4000 MPa.


65

Como se aprecia los valores de deformación obtenidos están en el orden de los 70 a 40 mm

para cargas de 190 Ton. Se debe señalar que en reunión con especialistas de la ENIA se

recomendó utilizar valores de 500 MPa de modulo general de deformación de la roca, ya que

en ensayos similares realizados en Varadero y otras zonas costeras este era el valor que

representaba a dicho material.

Posteriormente, con los resultados del ensayo de carga se comprobó el valor del modulo de

deformación de la roca, no obstante los valores de las tablas anteriores fueron los entregados a

la ENIA para la realización del ensayo de Carga

Ensayo de carga No. 1

Con fecha 13 de junio del 2010 la ENIA realizó el ensayo de carga in situ en la Marina gaviota

para el pilote 006. A continuación se exponen los resultados de dicho ensayo. (Copia del

informe de la ENIA)

El pilote ensayado se hincó hasta el rechazo (51 golpes, último pié).

La punta del pilote se encuentra a 6.60 m de profundidad, instalada en las calcarenitas

de dureza baja.

Por debajo de la punta del pilote existen 2.50 m de espesor de esta roca.

No se logró producir la falla del pilote con la carga máxima aplicada de 1360 KN (138.67

Ton).

La deformación máxima medida fue de 7.47 mm.

Al descargarse el pilote quedaron 2.11 mm como deformación remanente.

Figura 3.8 Ensayo de Carga.


66

Carga (KN)

Deformación (mm)

0 0,00

100 0,25

200 0,50

300 0,82

400 1,31

500 1,84

0 0,33

200 0,92

400 1,51

500 1,92

600 2,45

700 3,11

900 4,35

0 0,88

500 2,59

700 3,45

900 4,42

1000 5,03

1100 5,72

1200 6,47

1300 7,47

0 2,11

Tabla 3.12. Valores registrados. Prueba de carga No. 1.


67

Figura 3.9. Gráfico de deformación. Prueba de carga No.1.

3.3.3 Análisis de los resultados

Como se muestra la carga resistente del pilote esta en el orden de las 136 Ton, valor similar al

obtenido con los método dinámicos (170 a 190 Ton). Conociendo que la deformación para una

carga de 136 Ton es del orden de lo 7 mm y de resultados experimentales ya obtenidos en

Varadero con pilotes hincados, se toma como módulo general de deformación de la

calacarenitas de 500 MPa. A continuación se muestran los resultados obtenidos con la ayuda

del programa MathCad.


68

Figura 3.10. Prueba de carga No.1.

3.3.4 Calibración de los resultados

Como se observa de los resultados de los ensayos de carga se puede considera que:

- El modulo de deformación de la Roca es de 500 MPa

- La capacidad de carga de los pilotes hincados en la calcarenita de la capa superior es

de al menos 140 Ton


69

Cálculo de las deformaciones. Modelación del ensayo de carga.

EHO RMIGON 20000000kPa

EROCA 5000000kPa

Se encuentra hincado 6.6 metros

Area 0.4m 0.4m 0.16m2

P 640kN

Le 1m PILOTE

P L( )

EHO RMIGON Area1.8 mm

ROCA

P Le( )

EROCA Area

Rc 4000kPa

PILOTE ROCA 2.6 mm ROCA

P

Area4 10

3 kN

m2

Con P = 640 KN el comportamiento de la roca es lineal elástico

Determinación del módulo general de deformación de la roca

Carga_Rotura 1700

Coeficiente1 Carga_Rotura 640

Coeficiente25000000

Coeficiente14.717 10

3

ESuelo Pactuante 5000000kPa Pactuante 640kNif

5000000kPa Coeficiente2Pactuante 640kN

kNkPa otherwise

L 9 m


70

i 0 13

ESuelo Pi

0

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

13

65·10

65·10

65·10

65·10

65·10

65·10

65·10

64.717·10

64.245·10

63.774·10

63.302·10

62.83·10

62.358·10

52.358·10

kN

m2

SUELO Pi Ei( )Pi Le( )

Ei( ) Area

ESuelo P

i

65·10

65·10

65·10

65·10

65·10

65·10

65·10

64.717·10

64.245·10

63.774·10

63.302·10

62.83·10

62.358·10

52.358·10

kPa

PILOTE P( )

0

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

13

0

0.281

0.563

0.844

1.125

1.406

1.687

1.969

2.25

2.531

2.812

3.094

3.375

4.641

mm

P i

00 kN

100 kN

200 kN

300 kN

400 kN

500 kN

600 kN

700 kN

800 kN

900 kN

1000 kN

1100 kN

1200 kN

1650 kN

PILOTE Carga ( )

Carga L ( )

E HORMIGON Area

A P


71

Bi

ESuelo Pi

Deformación de la roca Deformación del Pilote

SUELO Pi

Bi

0

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

13

0

0.125

0.25

0.375

0.5

0.625

0.75

0.927

1.178

1.491

1.893

2.429

3.18

43.725

mm PILOTE P( )

0

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

13

0

0.281

0.563

0.844

1.125

1.406

1.687

1.969

2.25

2.531

2.812

3.094

3.375

4.641

mm

Zi SUELO P

iB

i

TOTAL Z PILOTE P( )

0

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

13

0

0.406

0.812

1.219

1.625

2.031

2.437

2.896

3.428

4.022

4.705

5.523

6.555

48.366

mm


72

3.4 Conclusiones

Una veza obtenidos los resultados de los ensayos de carga del pilote 006, que penetra en el

primer estrato de calcarenita podemos concluir que la capacidad de carga de los pilotes

hincados en este estrato es de al menos 140 Ton, por lo que se puede considerar una carga de

trabajo de 90 ton (FS = 1.5)

Conclusiones y

Recomendaciones

Conclusiones y Recomendaciones

73

CCoonncclluussiioonneess

En este trabajo han sido investigadas diferentes problemáticas relacionadas con la

determinación de la capacidad de carga de los pilotes de la Marina Gaviota en Varadero,

llegando a conclusiones especificas en cada uno de los capítulos abordados en el trabajo. A

continuación, se hace énfasis en aquellas conclusiones, que engloban el aporte de este trabajo

al tema objeto de estudio:

1. Se acepta en la literatura internacional el aporte a fricción en pilotes que atraviesan

estratos rocosos.

2. La propuesta de Norma(1989) se encuentra desactualizada en algunos temas como los

pilotes trabajando a fricción en roca

3. Existe gran diferencia entre los informes ingeniero geológicos en cuanto a las

propiedades de los suelos donde se hincarán los pilotes de la marina Gaviota en

Varadero.

4. Se puede afirmar que existen dos estratos de roca en el sitio de emplazamiento, del

cual se desconoce sus verdaderas propiedades físico-mecánicas.

5. Una veza obtenidos los resultados de los ensayos de carga del pilote 006, que penetra

en el primer estrato de calcarenita podemos concluir que la capacidad de carga de los

pilotes hincados en este estrato es de al menos 140 Ton, por lo que se puede

considerar una carga de trabajo de 90 ton (FS = 1.5)

RReeccoommeennddaacciioonneess

No obstante los resultados obtenidos en esta investigación, todavía quedan muchos aspectos

para la determinación de la capacidad de carga de los pilotes de la Marina Gaviota en

Varadero. Como recomendaciones y futuras líneas de investigación que continúen la

presentada en este trabajo se pueden destacar las siguientes:

1. Realizar las pruebas de carga al pilote 000.

2. Incluir en la propuesta de Norma Cubana el aporte a fricción en roca.

3. Continuar los trabajos de investigación de la Marina Gaviota en Varadero.

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