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PROPUESTA DE RECALCE DEL EDIFICIO DEL EX BANCO

FRANCÉS DE LA PROVINCIA DE TUCUMÁN

Jacinto, Abel Carlos; Galíndez, Enrique Emilio; Dip, Oscar Instituto de Estructuras “Ing. Arturo M. Guzmán” – Universidad Nacional de Tucumán

RESUMEN

Como consecuencia de los asentamientos y los daños producidos en el edificio del ex Banco Francés de la Provincia de Tucumán se encomendó al Instituto de Estructuras el análisis para establecer las condiciones de seguridad estructural de la construcción y las posibles soluciones de restauración. El estudio determinó la necesidad de plantear un sistema de refuerzo integral en distintos sectores del edificio y el recalce de las fundaciones.

En función de las características del material que forma el subsuelo del predio

donde se emplaza el edificio y teniendo en cuenta las limitaciones de espacio, se propuso el empleo de micropilotes como solución para el recalce de los elementos de cimentación. Estos elementos estructurales son aptos para resistir cargas elevadas y permiten utilizar equipos mecánicos de pequeño porte para su construcción. En este trabajo se describen los aspectos que se tuvieron en cuenta para definir el sistema de recalce propuesto, la metodología que se utilizó para diseñar los distintos tipos de micropilotes adoptados y las alternativas de conexión entre los elementos de refuerzo y la cimentación existente del edificio.

ABSTRACT

As a result of the settlements and damage originated in the building of the former French Bank of the Province of Tucumán an analysis was commissioned to the Institute of Structures to establish the conditions for the structural safety of the construction and possible restoration solutions. The study identified the need to establish a comprehensive system of reinforcement in different sectors of the building and the underpinning of foundations.

Considering the characteristics of the material forming the subsoil on which the

building is located and given the space limitations, it was proposed to use micropiles as a solution for the underpinning of the foundation elements. These structural elements are able to withstand high loads and allow using small-sized mechanical equipments for its construction. Aspects that were taken into account to define the proposed underpinning system, the methodology used to design the different types of micropiles adopted and alternatives of connection between the reinforcing elements and the existing building foundation are described in this paper.

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INTRODUCCION

El Convenio Interinstitucional acordado entre la Caja Popular de Ahorros de la Provincia de Tucumán y el Instituto de Estructuras de la Facultad de Ciencias Exactas y Tecnología de la Universidad Nacional de Tucumán estableció el marco de trabajo para el Proyecto de Recuperación Estructural del Edificio del ex Banco Francés, ubicado en calle San Martín Nº 730 de la ciudad de San Miguel de Tucumán. Como se muestra en la Figura 1, el edificio original se ubica en el frente del predio y posee una estructura de mampostería portante (Sector A), mientras que en la parte posterior se ubica una ampliación de reciente data con estructura de hormigón armado (Sector B).

A

A

6,9

35

,23

CORTE A-A

PLANTA BAJA

Sector A Sector B

20,94 16,58

4,0

8

Figura 1. Planta y corte del edificio.

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La edificación correspondiente al Sector A presenta problemas derivados de excesivos asentamientos de las fundaciones que originaron, desde su construcción en el año 1913 hasta la fecha, daños en muros, solados y revestimientos, así como permanentes roturas de desagües pluviales y cloacales. La recuperación de este sector del edificio implica una serie de tareas que pertenecen a distintos rubros de obra. La Figura 2 muestra fotografías de los daños en el muro de fachada del edificio.

Figura 2. Daños en muro de fachada.

En este trabajo se describen aquellos aspectos relacionados al recalce de las cimentaciones de los muros portantes del Sector A. Se realizó un análisis de las ventajas y dificultades asociadas a las distintas técnicas de recalces que se utilizan en situaciones similares a las que se presentan en este caso. Teniendo en cuenta estos aspectos y considerando el nivel de tensiones de contacto que se estimó para los muros portantes se proyectó el sistema de recalce para los distintos sectores del edificio. Para los cimientos corridos del muro del frente se adoptaron micropilotes inyectados con transferencia directa al cimiento. Para el resto de muros portantes y para las bases de las columnas se consideraron pilotes de hormigón armado con transferencia al cimiento existente mediante cabezal de hormigón.

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INVETIGACIONES GEOTÉCNICAS

Descripción del Trabajo

Uno de los objetivos del programa de investigación geotécnica que se realizó en el predio donde se emplaza el Edificio fue determinar la estratigrafía del terreno y establecer el conjunto de parámetros geotécnicos correspondiente a los distintos materiales del subsuelo. Por otra parte, se ejecutaron calicatas con el propósito de establecer la tipología y geometría de las cimentaciones que conforman el sistema de fundación del edificio construido en dicho terreno.

La investigación geotécnica que se realizó consistió en la ejecución de dos sondeos de 8.0 m de profundidad aproximadamente, cuyas ubicaciones se indican en la Figura 3. Una de las perforaciones (sondeo S1) se realizó en coincidencia con la zona del edificio en donde se localizan los daños y asentamientos más importantes. El sondeo S2 se localizó en una zona del terreno en la que se puede suponer que el subsuelo no está afectado por la infiltración producto de la rotura de los conductos de desagüe soterrados. Las perforaciones se realizaron utilizando barreno manual y equipo para Ensayo de Penetración Estándar (SPT). Se llevó a cabo un registro continuo, con la identificación visual de los distintos estratos atravesados, y una estimación de su consistencia en función de los resultados de los SPT. Se recogieron muestras alteradas en intervalos de 1.0 m aproximadamente para su posterior análisis en laboratorio.

S1

8,8

3,5

S2

6,0

12,3

C1C2

C3

C4C5

Figura 3. Ubicación de los sondeos y las calicatas.

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Los ensayos de laboratorio se realizaron siguiendo la normativa correspondiente. Las tareas incluyeron el análisis granulométrico con lavado sobre tamiz Nº 200, y la determinación del contenido de agua natural y de los índices de plasticidad. Posteriormente se realizó la identificación de los suelos utilizando el Sistema Unificado de Clasificación de Suelos (USCS).

Se ejecutaron calicatas exploratorias (C1 a C5) con el propósito de establecer las dimensiones de los cimientos de elementos estructurales representativos y los respectivos niveles de sus planos de cimentación. En la Figura 3 se muestra la ubicación de las mismas.

Análisis de los Resultados

A partir del análisis de los perfiles edafológicos que se obtuvieron en correspondencia con cada sondeo, y teniendo en cuenta los ensayos in situ y de laboratorio, se desprende que la estratigrafía del predio es uniforme, manifestándose homogeneidad en el material que integra el subsuelo dentro del ámbito del edificio.

En general, se trata de suelo fino constituido por limos con contenido variable de arcilla, de baja a media plasticidad (característicos de los estratos superiores de suelo en la ciudad) con presencia de estratos de arenas finas a gruesas de variado espesor. En este caso, se localizó un manto de arena media a gruesa con un leve acuñamiento en dirección Norte-Sur de 1.0 m de espesor medio.

La comparación de los resultados de los ensayos SPT realizados en cada sondeo indican que, en el sector del predio donde se ubicó el sondeo S1, el subsuelo de la parcela presenta una marcada disminución de su rigidez en una zona que se extiende entre 2.0 m y 3.5 m de profundidad aproximada. Esta situación se manifestó a través del hundimiento de las barras que se utilizan para ejecutar el ensayo SPT bajo el peso propio de la masa de golpeo. Este dato sugiere que el suelo, a esa profundidad, presenta una consistencia de muy blanda a blanda.

La observación visual y los resultados de laboratorio indican que las muestras de suelo recogidas en el sondeo S1 a profundidades de 2.0 m y 3.0 m presentan un contenido de agua más alto que los que corresponden al sondeo S2. Estos resultados sugieren que la marcada disminución de rigidez del suelo ubicado entre los 2.0 m y 3.0 m de profundidad en el sector Norte del predio (sondeo S1) se debe al elevado contenido de agua presente en la zona. Cabe destacar que la elevada humedad del suelo en este sector no es consecuencia de su ubicación con respecto a la posición de la napa freática, que al momento de realizar la perforación era de 4.9 ~ 5.0 m de profundidad.

La exploración mediante calicatas permitió determinar que las cimentaciones de los elementos portantes están apoyadas sobre el manto superior de limo con arcilla que forma parte del subsuelo del predio.

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ANÁLISIS DEL SISTEMA DE FUNDACIÓN

La Figura 4 representa, en forma esquemática, la estratigrafía del predio que se utilizó en el análisis del sistema de fundación. En dicho esquema se presentan los parámetros geotécnicos que se consideraron en cada estrato de subsuelo. Los mismos se determinaron a partir de los resultados de los ensayos de campo, utilizando correlaciones establecidas en la bibliografía (Bowles, 1996[1]; Das, 2006[2]; Schnaid, 2009[3]). Para definir los parámetros que representan el comportamiento y el estado del suelo del predio se adoptaron los datos de ensayos correspondientes al sondeo S2.

+ 0.0 m (Nivel piso terminado)

= 0.30

E = 2.7 MPa

c = 6.0 kPa

= 17.0 º

- 8.0 m (Fin del sondeo)

CL-ML

- 5.5 m

- 4.9 (Nivel freático)

s

Relleno

- 7.0 m

= 0.40

E = 7.5 MPa

c = 0.0 kPa

= 30.0 º

SM

s

= 0.40

E = 3.9 MPa

c = 6.0 kPa

= 17.0 ºs

CL-ML

- 0.7 m

Figura 4. Esquema de la estratigrafía del predio utilizado para el análisis de la fundación.

El sistema de fundación del edificio está formado por bases aisladas y cimientos corridos bajo muros portantes. En ambos casos, las cimentaciones están construidas en mampostería de ladrillo común. Teniendo en cuenta la estratigrafía del predio y la geometría de las cimentaciones se establecieron las tensiones admisibles para cada tipo de cimentación.

Las dimensiones de la base aislada en correspondencia con la calicata C1 que se indica en la Figura 3 son 0.8 m de ancho por 1.0 m de largo. El plano de apoyo está 1.3 m debajo del nivel del piso interior. A partir de la geometría, los parámetros

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resistentes asignados a cada estrato del subsuelo y adoptando un coeficiente de seguridad igual a 3.0, se calculó una tensión admisible igual a 100 kPa. El valor se determinó aplicando la fórmula de Hansen.

El ancho del cimiento en correspondencia con el muro ubicado en la fachada del edificio (calicata C2, Figura 3) es de 0.85 m y el plano de apoyo está ubicado a 1.5 m debajo del nivel del piso interior. El valor de tensión admisible para este caso resulta igual a 110 kPa.

La fórmula que se utilizó para estimar los asentamientos considera que la fundación se apoya en un estrato de suelo uniforme. Sin embargo, dicha fórmula se puede aplicar también para situaciones donde el suelo es estratificado. El valor estimado de los asentamiento no supera el valor máximo admisible de 0.02 m sugerido en la literatura para esta tipología estructural. En el cálculo de los asentamientos se consideró una reducción del 7% que permite tener en cuenta la rigidez de la fundación en los resultados (Bowles, 1996[1]; Das, 2006[2]).

ANÁLISIS DEL ORIGEN DE LOS ASENTAMIENTOS DEL EDIFICIO

La Figura 5 muestra la distribución de las tensiones de contacto en el nivel de apoyo de las cimentaciones. Estos resultados se obtuvieron a partir de un modelo numérico y corresponden al análisis bajo la acción de las cargas gravitatorias (cargas permanentes más sobrecargas de uso). De acuerdo a este análisis y teniendo en cuenta las dimensiones de las bases y cimientos corridos, se distinguen cuatro situaciones en relación con el valor y la ubicación de las tensiones de contacto promedio calculadas (Tabla 1).

Designación Tensión de contacto (kPa)

Baja < 100

Media 110 ~ 200

Alta 210 ~ 300

Extrema > 310

Tabla 1. Escala de valores considerados para las tensiones de contacto.

Los cálculos indican que las tensiones admisibles de los distintos elementos que constituyen el sistema de fundación existente en el edificio están en el orden de 100 kPa a 110 kPa. De la comparación entre estos valores de tensiones admisibles y los estimados para las presiones de contacto en el plano de apoyo de las cimentaciones se deduce que estas últimas son excesivas en algunos sectores del edificio. Por lo tanto se puede concluir que las dimensiones en planta de las cimentaciones proyectadas originalmente resultaron ser insuficientes para soportar en forma adecuada las solicitaciones impuestas.

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Las deformaciones en el suelo dependen fundamentalmente del valor de las tensiones actuantes y de la rigidez del material. Es razonable suponer que como consecuencia del elevado nivel de presiones se generaron asentamientos absolutos y diferenciales de magnitud suficiente para provocar la rotura de las cañerías soterradas que forman parte de los sistemas de desagüe cloacal y pluvial del edificio. Esta situación produjo una continua filtración de agua al subsuelo que, en la profundidad interesada por las cargas, está constituido en general por suelos finos (limo con arcilla). Estos suelos muestran una apreciable disminución de su rigidez ante la presencia de agua, situación que potenció aún más el desarrollo de asentamientos de magnitud apreciable.

Figura 5. Distribución de las tensiones de contacto entre cimiento y terreno.

Los cálculos indican que las tensiones admisibles de los distintos elementos que constituyen el sistema de fundación existente en el edificio están en el orden de 100 kPa a 110 kPa. De la comparación entre estos valores de tensiones admisibles y los

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estimados para las presiones de contacto en el plano de apoyo de las cimentaciones se deduce que estas últimas son excesivas en algunos sectores del edificio. Por lo tanto se puede concluir que las dimensiones en planta de las cimentaciones proyectadas originalmente resultaron ser insuficientes para soportar en forma adecuada las solicitaciones impuestas.

Las deformaciones en el suelo dependen fundamentalmente del valor de las tensiones actuantes y de la rigidez del material. Es razonable suponer que como consecuencia del elevado nivel de presiones se generaron asentamientos absolutos y diferenciales de magnitud suficiente para provocar la rotura de las cañerías soterradas que forman parte de los sistemas de desagüe cloacal y pluvial del edificio. Esta situación produjo una continua filtración de agua al subsuelo que, en la profundidad interesada por las cargas, está constituido en general por suelos finos (limo con arcilla). Estos suelos muestran una apreciable disminución de su rigidez ante la presencia de agua, situación que potenció aún más el desarrollo de asentamientos de magnitud apreciable.

RECALCE MEDIANTE EL EMPLEO DE MICROPILOTES

Elección del Método de Recalce

En general, el subsuelo del predio está constituido por limo de baja a media plasticidad (característico de los estratos superiores de suelo en la ciudad) con presencia de estratos de arena fina a gruesa de espesor variable.

Entre los métodos de recalce que se basan en la mejora del suelo de fundación mediante impregnación sólo son aplicables en este caso aquellos que utilizan resinas (Cuéllar Mirasol, 2004[4]). Estos métodos resultan en general extremadamente costosos.

La mejora del suelo mediante la inyección por fracturación o inyección de compactación requiere un estricto control de las presiones y volúmenes de inyección. Por otra parte, dada la imposibilidad práctica de prever la configuración y el progreso del tratamiento, se debe realizar paralelamente una medición de movimientos verticales y horizontales de precisión en las construcciones adyacentes al área a tratar.

Teniendo en cuenta el nivel de tensiones de trabajo y los valores de tensiones admisibles se deduce que la técnica de recalce por actuación sobre el cimiento existente implicaría un importante aumento en el ancho de las cimentaciones en ciertos sectores del edificio. Entre ellos, cabe destacar el muro frontal, donde el grado de solicitación hace imposible considerar una solución con ensanche del cimiento sin afectar por completo la acera. Esta actuación implicaría una importante interferencia con las conducciones de distintos servicios soterradas en la vereda. En el caso de los muros medianeros, debido al nivel de solicitación, el ensanche del cimiento daría origen a un importante movimiento de suelos. El ensanche de cimiento en correspondencia con ciertas columnas del edificio antiguo se vería

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impedido debido a la interferencia con las bases de las columnas del entrepiso de reciente construcción.

En función de las consideraciones anteriores y teniendo en cuenta la experiencia que existe en el medio se decidió recurrir a un sistema de recalce basado en el uso de micropilotes. En la solución se adoptaron dos tipos de micropilotes. Cabe mencionar que entre las ventajas de utilizar micropilotes cuentan la versatilidad de ejecución en espacios reducidos y el empleo de equipo de perforación de pequeñas dimensiones.

Micropilotes Perforados

El micropilote perforado in situ es un elemento cilíndrico, con predominio de la dimensión longitudinal. En el caso de los micropilotes convencionales se introduce una armadura y se rellena la perforación con hormigón por gravedad. En el caso de los micropilotes inyectados, luego de colocada la armadura, se introduce a presión contra el terreno una lechada o mortero de cemento, pudiendo realizarse esta inyección por tramos y en una o varias etapas.

La capacidad de carga última a compresión de un pilote perforado estará dada por la suma de la capacidad de carga por punta más la capacidad de carga por fuste. En general, la primera de ellas no se considera en los cálculos debido a aspectos relacionados a las técnicas de construcción, entre las cuales se destacan la relajación del suelo en la punta de la perforación y la presencia de restos de material que permanecen luego de la limpieza. Por otra parte, la capacidad de carga última por fuste se desarrolla sólo para una fracción del desplazamiento que se requiere para que se desarrolle la capacidad de carga por punta. En consecuencia, para evitar desplazamientos importantes bajo cargas de servicio, en los cálculos no se tiene en cuenta o se reduce sustancialmente la contribución de la capacidad de carga por punta. Con el propósito de subsanar este efecto se recurre a la inyección en la zona de la punta del pilote (Bruce, 1986[5]; Mullins et al., 2006[6]). En general, esta técnica consiste en colocar en la perforación un sistema que permita inyectar una lechada de cemento en la base de la misma luego de colado el hormigón y de que éste haya fraguado. Este proceso densifica el suelo que rodea la punta del pilote y comprime los restos de material que pudieran quedar luego del proceso de perforación. De esta manera, realizando una precarga del suelo en la punta del pilote, la capacidad de carga por punta se puede desarrollar para valores de desplazamiento admisible bajo cargas de servicio.

En los micropilotes inyectados la lechada o mortero de cemento se introduce a elevada presión y penetra en el suelo. Esto produce una expansión de la cavidad formada por la herramienta de perforación en el terreno, lo que provoca la consolidación del suelo en una zona próxima a la perforación. El proceso de inyección tiene por objeto garantizar el contacto y la transmisión de esfuerzos entre la armadura y el terreno, y esto se traduce en un aumento en la capacidad de carga con respecto a un micropilote tradicional. La capacidad de carga de los micropilotes

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inyectados se determina teniendo en cuenta sólo la resistencia por fuste.

Atendiendo al sistema de inyección de la lechada o mortero de cemento, los micropilotes inyectados se clasifican de la siguiente manera:

- Los inyectados en una sola fase a baja presión, también denominados de inyección única global (IU).

- Los re-inyectados hasta dos veces a través de tubos o circuitos con válvulas antirretorno, también denominados de inyección repetitiva (IR).

- Los re-inyectados varias veces a través de tubos manguito instalados en la tubería que se ubica entre la armadura, en parte o en toda la longitud del micropilote, también denominados de inyección repetitiva y selectiva (IRS).

En función del tipo de terreno atravesado deberá elegirse el sistema de inyección más adecuado al caso. En general, se establecen las siguientes recomendaciones respecto a las posibilidades de uso de uno u otro tipo:

- Los micropilotes del tipo IU suelen ser los más adecuados en rocas, suelos cohesivos muy duros y suelos granulares.

- Los del tipo IR se emplean generalmente en rocas fisuradas blandas y en aluviales granulares gruesos y medios.

- Finalmente los del tipo IRS, que permiten efectuar una inyección más controlada, se recomiendan en suelos con predominio de finos, en suelos de consistencia baja o media y, especialmente, en suelos granulares en los que se intenta formar un bulbo en la zona inferior.

Transferencia de Carga entre la Cimentación Existente y el Micropilote

Existen distintas alternativas para realizar la transferencia de carga entre la cimentación existente y los micropilotes. Entre ellas se distinguen aquellas en las cuales se realiza una conexión directa entre el micropilote y el cimiento existente, y las que transfieren la carga por medio de un elemento estructural que se conecta al cimiento existente.

En el caso de uniones directas, se atraviesa la cimentación con la perforación que es prolongación del micropilote. En este tipo de uniones se deberá garantizar la adherencia entre el mortero o lechada a usar y las paredes de la perforación.

Cuando la parte superior del pilote termina por debajo del cimiento preexistente se utiliza un elemento de transición. La transmisión de esfuerzos se hace por medio de bielas de compresión que se desarrollan en el elemento de transición.

Es común observar en el caso de una estructura existente que, debido a restricciones de espacio, los micropilotes no se pueden instalar en forma concéntrica con el centro de aplicación de la carga. En general el micropilote estará dispuesto de forma tal que se origine una excentricidad entre la resultante de las cargas actuantes y el eje del micropilote. Sin embargo, es poco probable que la excentricidad del

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micropilote resulte en una flexión del mismo, ya que el cimiento tiene restringida la rotación debido a la presión lateral de tierra. Aun cuando pueda ocurrir cierta flexión inicial de la cabeza del pilote, no se producirá una rotación descontrolada de la base de la pared (Cadden et al., 2004[7]).

DISEÑO DE LA SOLUCIÓN

La capacidad estática de un pilote se puede computar de la siguiente manera (Bowles, 1996[1])

i

usi

i

psiupu PPPPP ,, (1)

donde uP es la capacidad última del pilote a compresión, upP , es la capacidad última

por punta, siP es la resistencia por fuste del estrato i que se desarrolla con la carga

última por punta, usiP , es la resistencia última por fuste del estrato i y pP es la carga

por punta que se desarrolla simultáneamente con la resistencia última por fuste. Pocas veces la capacidad de carga última por punta se desarrolla con la capacidad de carga última por fuste.

La capacidad de carga admisible del pilote se calcula con la expresión

SF

PP u

a (2)

con SF un coeficiente de seguridad que generalmente varía entre 2 y 4, dependiendo de las incertidumbres en el diseño (Bowles, 1996[1]).

La capacidad de carga por punta se puede determinar a partir de las expresiones que se utilizan para calcular la capacidad de carga de una cimentación. Los métodos usados para determinar la capacidad de carga por fuste consideran el efecto de la adhesión (cohesión) y el de la fricción.

En el caso de los micropilotes inyectados, existen diferentes metodologías para determinar la capacidad de carga (Leoni[8]). En este trabajo se adoptó la propuesta que se basa en los resultados de ensayos realizados con el presiómetro Ménard.

Teniendo en cuenta la estratigrafía del predio y las cargas actuantes, se definió la geometría y carga admisible para cada tipo de micropilote adoptado en la solución propuesta.

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Micropilote Inyectado (Tipo A)

Para el cálculo se consideró que los micropilotes inyectados se ejecutarán empleando el sistema de inyección repetitiva y selectiva (IRS).

La capacidad de carga de los micropilotes inyectados se determinó teniendo en cuenta sólo su resistencia por fuste. Se consideró una longitud activa igual a 6.3 m, un diámetro nominal de 0.12 m y un coeficiente de seguridad de 2. A partir de la geometría y los parámetros geotécnicos de los distintos estratos atravesados se determinó una carga admisible de 150 kN. La Figura 6 es un esquema donde se muestra la geometría considerada para este tipo de micropilotes.

Figura 6. Geometría y disposición de los micropilotes inyectados.

Unión entre Micropilote Inyectado y Cimiento

En el caso del muro ubicado en el frente del edificio se realizará una conexión directa entre la cimentación existente y el micropilote (Figura 6).

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La tensión de adherencia entre el mortero o lechada de cemento y el cimiento

existente dRc , , está condicionada por el tipo de material que constituye el mismo,

por su calidad y por el estado en que se encuentre (Ministerio de Fomento, 2005[9]). Este valor se obtiene de tabla, y para el caso de unión de mortero o lechada con un cimiento ejecutado con ladrillo y mortero de buena calidad se sugiere un valor entre 0.25 MPa y 0.40 MPa.

El valor de la capacidad resistente de cálculo de la conexión micropilote-estructura se determinó teniendo en cuenta una longitud activa igual a 1.6 m, un diámetro nominal de 0.15 m y un coeficiente de seguridad de 2. Para estos valores se obtiene una capacidad resistente de 150 kN.

Micropilote Convencional (Tipo B y Tipo C)

En la Figura 7 se presenta un esquema con la geometría que se definió para este tipo de micropilotes. Para determinar la capacidad de carga de los mismos se consideró su resistencia por fuste y por punta. En ese sentido, se recomienda realizar la precarga de dicho tipo de micropilotes con el propósito de garantizar el desarrollo de la capacidad de carga por punta para desplazamientos compatibles con las condiciones de servicio.

Se adoptó una longitud igual a 4.5 m, diámetros de 0.20 m y 0.25 m, y el coeficiente de seguridad igual a 3. A partir de la geometría que se definió para cada tipo de pilote, se determinaron las capacidades de carga admisible que se indican en la Tabla 2.

Designación Diámetro (m) Capacidad carga (kN)

Tipo B 0.25 160

Tipo C 0.20 110

Tabla 2. Valores de carga admisible de los micropilotes convencionales.

En los muros donde se realice el recalce utilizando micropilotes convencionales se ejecutará un cabezal de transferencia entre la cabeza del pilote y la cimentación del muro. La forma general de esta solución se esquematiza en la Figura 7.

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Figura 7. Geometría y disposición de los micropilotes convencionales.

Propuesta de recalce

A partir de los valores de carga admisible que se determinaron para cada una de las tipologías de micropilotes adoptadas se definió la distribución en planta de los mismos. Para ello se calculó el número de micropilotes necesarios para cada sector y se adoptó una ubicación conveniente en función de la distribución de las cargas del edificio. Esta disposición se presenta en la Figura 8.

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Figura 8. Distribución de los distintos tipos de micropilotes.

CONCLUSIONES

En este trabajo se describe el proyecto de recalce de las cimentaciones de los muros portantes de un sector del Edificio del ex Banco Francés en la ciudad de San Miguel de Tucumán.

La comparación entre los valores de capacidad portante que se estimaron para los elementos que definen la fundación del edificio y las tensiones de contacto que se determinaron, mediante un modelo numérico, sugiere que las dimensiones de las cimentaciones originales resultan ser insuficientes para soportar en forma adecuada las solicitaciones impuestas.

Como consecuencia del elevado nivel de presiones se generaron asentamientos

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absolutos y diferenciales que provocaron la rotura de las cañerías soterradas de los sistemas de desagüe cloacal y pluvial del edificio. Esta situación produjo una continua filtración de agua al subsuelo que, en la profundidad interesada por las cargas, produjo una apreciable disminución de la rigidez del suelo, situación que potenció aún más el desarrollo de asentamientos de magnitud apreciable.

El análisis precedente indicó la necesidad de realizar el recalce de las cimentaciones existentes. Luego de evaluar las ventajas y dificultades asociadas a los distintos sistemas de recalce se decidió utilizar micropilotes perforados. Para el recalce del muro ubicado en el frente del edificio se adoptaron micropilotes inyectados, con una transferencia directa de carga entre el cimiento y el micropilote. Para los restantes elementos portantes (muros y columnas) se propuso utilizar micropilotes convencionales con un cabezal de transferencia entre el cimiento y la cabeza del micropilote. El diseño en este último caso tuvo en cuenta que se realizará la inyección del suelo en la zona de la punta del micropilote. El cálculo de la capacidad portante de cada tipo de micropilote se determinó aplicando los métodos propuestos en la bibliografía, utilizando para ello los parámetros geotécnicos que se estimaron a partir de los ensayos de campo y laboratorio.

REFERENCIAS

[1] Bowles J.E. (1996). Foundation analysis and design. Fifth edition. McGraw-Hill.

[2] Das B.M. (2006). Principios de Ingeniería de cimentaciones. Quinta edición. Thomson.

[3] Schnaid F. (2009). In situ testing in geomechanics. The main tests. Taylor & Francis.

[4] Cuellar Mirasol V. (2004). Inyecciones por fracturación e inyecciones de impregnación. En Mejora del terreno mediante inyecciones y jet-grouting, Jornadas Técnicas SEMSIG-AETESS, Madrid.

[5] Bruce D. (1986). Enhancing the performance of large diameters piles by grouting. 1 & 2. Ground Engineering.

[6] Mullins G., Winters D., Dapp S. (2006). Predicting end bearing capacity of post-grouted drilled shaft in cohesionless soils. J. Geotech. Geoenviron. Eng., 132(4), 478–487.

[7] Cadden A., Gómez J., Bruce D., Armour T. (2004). Micropiles: recent advances and future trends. In Current Practices and Future Trends in Deep Foundations, 140-165.

[8] Leoni A.J. Apunte sobre micropilotes inyectados.

[9] Ministerio de Fomento (2005). Guía para el proyecto y la ejecución de micropilotes en obras de carretera.