Diagnóstico y proyecto de recalce estructural del Palacio Tampieri

Diagnosis and structural underpinning project of the Tampieri Palace
Diagnóstico e projeto de reforço estrutural do Palácio Tampieri

E. Zanni^1* , J. Capdevila²

¹ Facultad de Arquitectura, Universidad Nacional de Córdoba, Córdoba, Argentina.

² Departamento de Construcciones Civiles, Facultad de Ciencias Exactas, Físicas y Naturales, Universidad Nacional de Córdoba, Córdoba, Argentina.

*Autor de Contacto: arqzanni@gmail.com

Recibido: 07/11/2023
Revisado: 18/12/2023
Aceptado: 27/12/2023
Publicado: 01/01/2024

Resumen
Se detalla el diagnóstico y recalce estructural del Palacio Tampieri, dentro de un proyecto de restauración integral. El edificio posee alto valor patrimonial, constituyendo uno de los dos palacios existentes en la Provincia de Córdoba, Argentina. Presenta fracturas en mamposterías portantes, provocadas por asentamientos diferenciales, al estar fundado sobre limos colapsables afectados por variaciones cíclicas del nivel freático. La metodología consistió en relevar las lesiones existentes, realizar cateos e indagación técnica e histórica de su construcción para diagnosticar su estado estructural y constructivo. La intervención se dividió en dos etapas: A) estabilizar y hermetizar el edificio, y B) rehabilitar y restaurar fachadas e interiores. Se concluye que los micropilotes hincados constituyen una alternativa válida para refundar edificios en suelos saturados, con intervenciones mínimamente destructivas.

Palabras clave: patrimonio; restauración; asentamientos; recalce; micropilotes.

1. INTRODUCCIÓN

El Palacio Tampieri, ubicado en la ciudad de San Francisco (al este de la provincia de Córdoba, Argentina), fue construido en un contexto histórico en el cual la corriente migratoria desde Italia hacia la Argentina fue impactante. Su propietario original, Ricardo Tampieri, uno de los empresarios más importantes del país, ordenó erigir su residencia junto a la fábrica de pastas con la cual amasó su fortuna (Figura 1). El edificio tiene una superficie cubierta y semicubierta de 1517m² distribuidos en 3 niveles, según el siguiente detalle:

Superficie Subsuelo (SS): 545,98m²

Superficie Planta Baja (PB): 545,98m² + 31,48m² semi-cubiertos.

Superficie 1º piso (PA): 373,13 m²

Superficie Sala Máquinas (azotea): 20,70 m²

Figura 1. Vista exterior del palacio

2. TECNOLOGÍA DE CONSTRUCCIÓN

La tecnología consiste en muros portantes de ladrillos cerámicos macizos de 0.60 m y 0.40 m de espesor en muros exteriores e interiores, respectivamente. También hay tabiques divisorios no portantes de 15 cm. Las fundaciones son corridas, conformadas por empatamiento de los muros de mampostería, que se ensanchan a fin de transferir al suelo de apoyo tensiones de contacto compatibles con su capacidad de carga. El ancho de las mismas es de 80 y 60 cm, respectivamente, a un horizonte de desplante de -4,50 m (-1,50 m por debajo del nivel de piso del SS).

El estudio de suelos destaca la presencia, hasta una profundidad de -10.00 m, de limos y limos arcillosos de baja resistencia a la penetración superficial e incremento de compacidad para profundidades mayores a los -8,00 m, infiriendo comportamiento de potencial colapso por humedecimiento bajo carga, sobre todo a profundidades de hasta 5 m o 6 m. También es importante mencionar, que los mismos estudios geotécnicos manifiestan la detección de una estructura carbonatada con características de “tosca” distribuida en forma aleatoria y no uniforme. Esta situación, genera asentamientos diferenciales en la estructura en razón de los diferentes comportamientos del suelo de apoyo frente al ascenso del nivel freático, también incluido en los informes geotécnicos, variable entre -1.10 y -2.30 m, superando al momento de la intervención, el nivel de desplante de la estructura de apoyo, situación ésta que se mantiene desde hace dos décadas (Videla et al., 2015).

Las envolventes horizontales están materializadas mediante losas de forjados de perfiles metálicos IPN con bóvedas de ladrillos y capa de compresión de hormigón armado en entrepisos y techo.

Los cielorrasos originales son armados y están constituidos por láminas de metal desplegado (en algunos locales enlistonado de madera) y engrosado y enlucido de yeso.

Las carpinterías poseen marcos y hojas de madera e incluyen cortinas de enrollar en las ventanas y puertas ventana.

Los solados varían según el local, presentando distintas variantes como pisos de parquet con marquetería sobre rastreles de madera, mosaicos graníticos reconstituidos y baldosas calcáreas. En sectores puntuales hay pisos de mármol.

El acabado exterior es revoque símil piedra con buñados y almohadillados en las esquinas. Poseen ornatos, molduras y volutas decorativas bajo cornisas.

Los revestimientos interiores son también variables, desde enlucidos al yeso con molduras y paños moldurados, hasta boisseries de madera y de mármol en salones principales.

3. CARACTERIZACIÓN DEL SUELO

El perfil estratigráfico del suelo revela los siguientes mantos:

• Estrato I: (cota +0,00 m a cota -1,30 m), suelo orgánico, no apto para soportar cargas.

• Estrato II: (cota -1,30 m a cota -5,00 m). Manto colapsable conformado por arcillas illíticas, muy sensible a los cambios de humedades naturales (hoy es una zona de baja resistencia al estar totalmente saturada), con una capacidad de carga de 1 kg/cm². En este estrato se ubica el horizonte de apoyo del edificio.

• Estrato III: (cota -5,00 m a cota -10,00 m), suelo permeable, con comienzo de una estructura carbonatada, normalmente consolidado con alguna pequeña preconsolidación tipo toscas medianas. El número de golpes del ensayo de penetración estándar (SPT) aumenta con la profundidad, alcanzando su máxima resistencia entre los -10 y los -12 m, con una capacidad de carga de 1,8 kg/cm².

4. DECLARATORIAS DE PROTECCIÓN

El edificio está incorporado al Patrimonio Cultural Provincial de acuerdo al Decreto 49/94 (enero/1994), en los términos de la Ley 5543, donde lo declara Monumento de Interés Provincial.

También posee Declaratoria de Interés Municipal Monumento Histórico Cultural-Arquitectónico, según Ordenanza Municipal 6416/13 (diciembre/2013) de la ciudad de San Francisco.

El nivel de protección lo encuadra como Categoría 1: Edificio de Calidad Singular (Protección Integral).

5. METOLOGÍA DE TRABAJO

Se realizó un minucioso relevamiento arquitectónico y de degrados en plantas y fachadas, respaldado por registro fotográfico de cada local. También se ejecutaron cateos de fundaciones y prospecciones varias para determinar la tecnología de construcción, como asimismo mediciones de contenidos de humedad en muros y cubiertas, mediante higrómetros de contacto superficiales (electrodos de 8 mm multicalibrados -madera, sólidos porosos-, y de sonda larga con electrodos de 200 mm).

Las Figuras 2 a 4 presentan esquemas, en planta y fachada, de los relevamientos patológicos realizados cuyo estudio y análisis permite inferir las probables causas que le dieron origen. En tanto, la Figura 5 muestra un relevamiento fotográfico de los degrados del palacio.

Figura 2. Relevamiento de patología en nivel subsuelo.

Figura 3. Relevamiento de patología en nivel planta baja.

Figura 4. Relevamiento de patología en fachadas Norte y Oeste.

Figura 5. Relevamiento fotográfico de degrados. 5.1) y 5.2): grietas en recubrimiento inferior de balconete, por corrosión de la estructura de armado interior. 5.3), 5.4) y 5.7): el desplazamiento de la estructura metálica adintelada del porch de ingreso, por asientos diferenciales, provocó grietas de tironeo y tracción en las uniones con muros portantes, dando origen al ingreso de filtraciones de agua y el consiguiente degrado de revoque símil piedra. 5.5) y 5.6): descensos diferenciales de columnas de terraza sobre porch ingreso, con alabeos de líneas de molduras y rotura de placas de revestimiento, incluso en escalinata.

En base al relevamiento y análisis de las fracturas existentes, se diagnosticaron sus causas, arribando a la conclusión que obedecen a asientos diferenciales de la estructura por deformación del suelo de apoyo, debido a la saturación del mismo. Los limos loéssicos del centro de la Argentina presentan características granulométricas particulares, estando formados por una fracción del tamaño de las arenas y una fracción importante del tamaño de limos, arcillas y carbonatos de calcio. En general estos suelos presentan una baja plasticidad y potencias o espesores de estrato que varían regionalmente. En el sector en estudio es muy común que a profundidades variables entre los 8 y 12 metros aparezcan estratos de limos con presencia de nódulos aislados, con menor conductividad hidráulica que los limos superiores, por lo que el agua que se infiltra en el terreno tiende a acumularse por encima de este estrato. Regionalmente se observa una escasa pendiente en el terreno, característica de los depósitos eólicos, que da origen a la presencia de depresiones y humedales. Esto último se suma a los valores crecientes de excedentes hídricos en los balances, incrementándose a partir de los ‘70 la frecuencia de años con excesos. Los balances hidrológicos permiten comprobar que el almacenamiento de tales excedentes, en estos sistemas de llanura, se traduce en un importante aumento de los niveles freáticos (Gómez et al., 2006).

Los suelos limosos de origen loéssico presentan una estructura macroporosa y sufren grandes variaciones de volumen, denominadas colapso, cuando se incrementa el contenido de humedad o el estado tensional. En general, se puede aseverar que el comportamiento tenso-deformacional del loess argentino es altamente dependiente del contenido de humedad del suelo, observándose una importante caída del módulo elástico cuando se produce la saturación completa del mismo. Este comportamiento puede atribuirse a que al aumentar el contenido de humedad del suelo la hidratación de los puentes de arcilla y las sales precipitadas en los contactos entre partículas de mayor tamaño producen el colapso de la estructura y ablandamiento del esqueleto del suelo. Como consecuencia, esta debilitación de los contactos entre partículas se manifiesta, a macro escala, con un incremento en las deformaciones verticales del suelo (aún bajo carga constante) (Francisca, 2007). Frente a este panorama, las construcciones civiles y obras de arquitectura apoyadas o cimentadas sobre estos suelos sufren importantes daños. La magnitud de los daños aumenta con el nivel de las cargas transmitidas al terreno y con la tipología estructural de la construcción. En las Figuras 6 a 9 se muestran algunos de los daños estructurales detectados y relevados en el Palacio Tampieri.

Figura 6. Los asientos diferenciales originaron esfuerzos diagonales de tracción en los muros, dando lugar a la aparición de grietas parabólicas perpendiculares a la diagonal traccionada.

Figura 7. Detalle de grietas con desplazamiento entre fragmentos de muros.

Figura 8. a) Desvinculación de muros en encuentros en esquina, por desplazamientos y desplomes diferenciales entre los mismos. b) Detalle de desprendimiento de ornatos y volutas por deformación de las cornisas, a consecuencia de los asentamientos. Dichos elementos sueltos implican riesgo de caída al vacío.

Figura 9. Deformación y rotura de estructura metálica de armazón de cornisa.

En función de lo anterior, se diseñaron y calcularon los recalces correspondientes, optándose por la tecnología de micropilotes metálicos mononúcleo hincados con inyección IGU (Inyección Global Unitaria).

6. DETALLE DE LA INTERVENCIÓN

6.1. Generalidades

A efectos de asegurar la estabilidad del edificio ante los asentamientos, se diseñaron, calcularon y ejecutaron 101 micropilotes hincados, destinados a transferir las cargas de la construcción a un manto estable no colapsable (tosca ubicada a -12 m de nivel de terreno natural), ante el incremento de humedad en el horizonte de fundación original (Cisneros et al., 2014).

La capacidad de carga mínima garantizada es de 20 tn por cada unidad, de modo de poder transferir las cargas que transmite el muro más cargado, con un coeficiente de seguridad no inferior al 50%.

Se descartó como opción, la ejecución de pilotes excavados mecánicamente y hormigonados in situ, debido a la imposibilidad de realizar la excavación dentro de los locales, y al riesgo inaceptable que implicaría una excavación manual, dadas las condiciones de saturación del suelo, y a la eventual presencia de socavones desmoronables.

Estos micropilotes consisten en caños de acero sin costura, de aleaciones especiales con tensiones de rotura por tracción que duplican los aceros de construcción tradicionales, denominados Manesmann (Figura 10). Los mismos tienen 73 mm de diámetro externo, y se acoplan por soldadura cada 3 metros, hincándose por percusión hasta llegar a la resistencia de rechazo del terreno, la que debe ser compatible con el horizonte de fundación previsto en los estudios geotécnicos previos.

Figura 10. Detalle de los tubos Manessmann con diámetro de 73 mm. Se observan la perforación para inyección y los azuches para hincado sin transmisión de vibraciones al suelo circundante.

Estos elementos se introdujeron en forma sub-vertical a través de la mampostería de elevación, con un ángulo de ataque tal que permite que los micropilotes atraviesen la base de apoyo en su tercio medio. De este modo, se evitó tener que ejecutar un cabezal en ménsula para recalzar el muro en cuestión. La transferencia de cargas desde el muro al pilote se materializa por la fricción desarrollada entre los ladrillos de la mampostería y el material que rellena el espacio entre la pared perforada y el fuste de acero del micropilote.

6.2. Propuesta de recalce de muros interiores

La disposición de los micropilotes para materializar el recalce de los muros se realiza a tres bolillos (Figura 11). La cantidad de micropilotes a utilizar se determina según la carga que reciba el muro y la capacidad de carga del micropilote. En la Tabla 1 se presentan los parámetros de cálculo de los micropilotes que permitieron luego determinar la cantidad necesaria para el recalce de cada muro.

Figura 11. Esquema de apoyo de muros interiores en micropilotes sub-verticales.

Tabla 1. Parámetros de cálculo de cada micropilote en contacto con mampostería.

La ubicación de los elementos se detalla en el Plano de Planta de Subsuelo (Figura 12).

Figura 12. Esquema del subsuelo con la propuesta de ubicación de los micropilotes hincados.

En primer lugar, antes de diseñar el recalce, se realizó el análisis de carga del muro interior más cargado, a los fines de diseñar el mismo de manera ajustada, determinando la cantidad de micropilotes a distribuir bajo cada muro. Asimismo, se realizó también el análisis de carga del muro perimetral más cargado. Éstos tienen la particularidad que solo es posible recalzarlos mediante micropilotes desde un solo lateral, provocando que la carga fuera excéntrica, por lo que debían anclarse para equilibrar dicha excentricidad. Esta última situación se analiza en detalle más adelante.

Para determinar la carga transferida por los muros, en primer lugar, se realizó el análisis de carga de losas de entrepiso y de azotea no accesible (Tabla 2). Los análisis de carga de los muros, interior y exterior, más cargados se presentan en la Tabla 3.

Tabla 2. Análisis de carga de losas.

Tabla 3. Análisis de carga de muros.

Durante la ejecución, y para atravesar el muro evitando vibraciones por hincado, se perforó primero con corona diamantada un orificio de 120 mm de diámetro, hasta traspasar la base de apoyo. En ese momento, se retiró la corona y se introdujo el micropilote hasta hacer contacto con el suelo subyacente, para recién comenzar el proceso de hinca. En el caso de los muros interiores de SS, los pilotes van alternados a uno y otro lado de cada muro, con esquema de “pata de catre”, tal como se indicó en la Figura 11.

La Figura 13 presenta un detalle con la separación aproximada entre micropilotes, dispuestos a ambos lados de los muros interiores, y un corte con el detalle de la ubicación de los mismos en relación al cimiento existente.

Figura 13. Detalle de la disposición y separación de micropilotes en muros interiores, junto con un corte en donde se muestra la vinculación con la mampostería de fundación.

Una vez alcanzado el horizonte de fundación, se procedió a inyectar el bulbo y fuste con inyección primaria de lechinada de cemento H-17 colado por gravedad, e inyección secundaria de H-21 a 10 kg/cm² de presión (el consumo rondó los 40 litros para la inyección primaria y 160 litros para la secundaria). Previo a inyectar se dispusieron obturadores hidráulicos en el centro del pilote para impedir el retorno de la lechada hacia la superficie.

En los sectores puntuales en que, durante la ejecución del pilotaje de recalce, se advirtieron vacíos o socavones bajo piso, se rellenaron mediante inyecciones de suelo cemento en proporciones de 1:7 (ligante, tierra), con consistencia fluida para asegurar el correcto llenado de todos los espacios e intersticios, sin que la presión de inyección supere el valor de 2 kg/cm².

6.3. Propuesta de recalce de muros exteriores

Para los muros exteriores (perimetrales), se trabajó sólo desde el lado interior del SS, y para equilibrar los momentos generados por la línea de pilotes, se ejecutaron tensores sub-horizontales a través del muro, que actúan como riendas de anclaje pasivas para equilibrar la excentricidad en la transferencia de cargas a los micropilotes sub-verticales. Estos elementos sub-horizontales, no traspasan los límites del predio (Línea Municipal) y cuentan con una capacidad de carga mínima garantizada de 10 tn por cada unidad, según lo requerido mediante cálculos. Asimismo, y previo a su ejecución, se verificó la ausencia de infraestructura enterrada que pudiera resultar dañada durante su ejecución. Es de destacar que estos tensores son pre-excavados antes de introducir la armadura.

A partir del análisis de carga del muro exterior y de la capacidad de carga de cada micropilote, se elaboró el proyecto del recalce cuyo detalle se presenta en la Figura 14. La disposición sub-vertical de los micropilotes hincados, atravesando el empatamiento de los muros exteriores sólo desde el interior del subsuelo genera sobre la estructura de recalce un empuje horizontal que debe ser equilibrado en parte, mediante la resistencia friccional desarrollada en la interfase muro-suelo, y el excedente, a partir de la incorporación de un anclaje pasivo sub-horizontal dispuesto hacia el retiro perimetral del palacio. El esquema de cargas que intervienen en el muro se muestra en la Figura 15, del cual es factible determinar el valor de la carga a equilibrar mediante el anclaje pasivo propuesto.

Figura 14. Detalle de la disposición y separación de micropilotes en muros exteriores, con la ubicación tentativa de los anclajes pasivos de equilibrio.

Figura 15. Corte B-B, indicado en la Figura 14, en donde se muestra la vinculación con la mampostería de fundación y la disposición del anclaje pasivo.

La magnitud del empuje horizontal responde a la componente horizontal del esfuerzo interno en el micropilote. La resistencia friccional en la interfase suelo-muro, equilibra parte del empuje, recurriendo a la ejecución de anclajes pasivos para equilibrar el empuje restante. La separación de los anclajes depende, además de la sumatoria de los empujes sin equilibrar en cada micropilote perimetral, de la capacidad del muro de poder transferir estos empujes no equilibrados al anclaje. Se consideró que cada anclaje pasivo absorbe hasta 4 micropilotes, separados 2 m entre sí.

A partir de las cargas detalladas en la Figura 15 se plantea la ecuación de equilibrio de fuerzas horizontales (1), de la cual se despeja el valor del esfuerzo en el anclaje, por micropilote.

De (1) se determina que:

De Tabla 1, asumiendo una superficie de contacto garantizada en la interfase micropilote-grouting de 30 cm de desarrollo, la carga máxima admisible a transferir a cada micropilote será de 20 tn. En tanto, el coeficiente de fricción entre el empatamiento y el suelo, es del orden de 0.24. Este último valor permite determinar el valor de la Fricción en la interfase, tomando la carga del muro menos cargado (15 tn), en forma conservadora.

De (2):

$\mathrm{E}\mathrm{s}\mathrm{f}\mathrm{u}\mathrm{e}\mathrm{r}\mathrm{z}\mathrm{o}\mathrm{ }\mathrm{a}\mathrm{n}\mathrm{c}\mathrm{l}\mathrm{a}\mathrm{j}\mathrm{e}\mathrm{ }.\mathrm{ }\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{s} (45°)=20 \mathrm{t}\mathrm{o}\mathrm{n}\mathrm{n}\mathrm{e}\mathrm{s}\mathrm{ }.\mathrm{ }\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{s} (12°) - 15 \mathrm{t}\mathrm{n}\mathrm{ }.\mathrm{ }\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{n} (2/3.20°)$

$\mathrm{E}\mathrm{s}\mathrm{f}\mathrm{u}\mathrm{e}\mathrm{r}\mathrm{z}\mathrm{o}\mathrm{ }\mathrm{a}\mathrm{n}\mathrm{c}\mathrm{l}\mathrm{a}\mathrm{j}\mathrm{e}\mathrm{ }=\mathrm{ }[20\mathrm{ }\mathrm{t}\mathrm{n}\mathrm{ }.\mathrm{ }\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{s}\mathrm{ }(12°)\mathrm{ }–\mathrm{ }15\mathrm{ }\mathrm{t}\mathrm{n}\mathrm{ }.\mathrm{ }\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{n}\mathrm{ }2/3.20°]/\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{s}\mathrm{ }(45°)\mathrm{ }=\mathrm{ }1.6\mathrm{ }\mathrm{t}\mathrm{n}$

El empuje a equilibrar mediante los anclajes pasivos es el equivalente al de 4 micropilotes. En consecuencia, el anclaje pasivo tendrá que ser diseñado para absorber 10 tn. La separación de 2.00 m propuesta entre micropilotes, resulta razonable y permite inferir que la carga transferida a cada micro es de aproximadamente 40 tn. En razón que cada pilote tiene una capacidad de carga del orden de 20 tn, la carga no absorbida por los micropilotes seguirá siendo resistida por el suelo de apoyo. En este sentido, se considera que la misma es baja y compatible con la capacidad de carga del mismo, de manera que es suficiente para que cesen los asentamientos. La Figura 16 muestra, mediante secuencia fotográfica, el procedimiento de hinca de un micropilote metálico.

Figura 16. Detalle del procedimiento de intervención. a) Imagen de la perforación con corona diamantada. b) Fotografía de los orificios perforados en la mampostería hasta horizonte de desplante pre-existente. c) Fotografía tomada durante el proceso de hincado mecánico del micropilote. d) Fotografía tomada durante la hinca de un micropilote. e) Imagen del extremo superior del tubo Manessmann, hincado, con estribos soldados para aumentar la superficie friccional contra losa de sub-presión a ejecutar.

7. VERIFICACIÓN DE RESULTADOS

Para garantizar la capacidad de carga mínima de 20 tn por pilote, se realizó un ensayo de carga en un micropilote vertical. Para ello se hincaron tres pilotes iguales en el jardín del edificio: los dos externos sostienen por tracción el mecanismo reactivo, consistente en una viga metálica de gran porte, debajo de la cual se colocó un gato hidráulico de 100 tn de capacidad, accionado por una central hidráulica manual independiente, vinculada al gato con mangueras de alta presión.

La viga metálica comprime a través del gato hidráulico el micropilote central a ensayar. Una vez posicionado el marco reactivo se colocaron los elementos de medición (flexímetros) para leer las deformaciones de este último, dispuestos a 120º unos de otros de manera de materializar el plano de referencia. Estos comparadores, se colocaron con brazos de 0,80 m. de largo solidarios a la cabeza del micropilote de manera de evitar posibles influencias por deformación del suelo alrededor del mismo. La precisión del instrumental utilizado es de 0,01 mm.

Se realizaron ciclos de carga ascendentes (carga) y descendentes (descarga). Los ciclos ascendentes se realizaron con cargas de 5,00 tn cada uno hasta llegar a una carga máxima final de 45,00 tn, en tanto los descendentes se ejecutaron en escalones de 10,00 tn hasta descargar totalmente el elemento ensayado. En cada ciclo, tanto de carga como de descarga, se efectuaron mediciones de deformación instantánea y diferida 30 minutos, antes de aumentar la carga hasta el escalón siguiente.

Cada 10 tn se descarga el sistema y se realizan las lecturas de deformación residual, que es el parámetro a verificar, antes de comenzar un nuevo ciclo de carga. La deformación final no debe superar el 10% del diámetro del pilote (125 mm), es decir que la deformación residual máxima admisible no puede ser mayor a 12,5 mm, para la carga de servicio solicitada de 20 tn.

En la Tabla 4 pueden verificarse los valores mencionados, aclarando que superadas las 45 tn de carga, se cortó un tensor del marco reactivo, finalizándose el ensayo.

Tabla 4. Planilla de resultados ensayo de carga.

En la Figuras 17, 18 y 19 se adjuntan los gráficos de Carga-Deformación para cada ciclo.

Figura 17. Gráfico carga-deformación del 1^er ciclo de carga (10 tn).

Figura 18. Gráfico carga-deformación del 2º ciclo de carga (25 tn).

Figura 19. Gráfico carga-deformación del 3^er ciclo de carga (45 tn).

Las Figuras 17 y 18 muestran un comportamiento cuasi lineal del suelo solicitado por el micropilote, tanto en carga como en descarga, advirtiendo que, en razón del nivel de deformaciones alcanzado, se produce una modificación de la microestructura cementada del limo, provocando deformaciones plásticas (permanentes) pero compatibles con el límite establecido para los valores residuales de asentamientos. La Figura 19 muestra un claro comportamiento bilineal, típico de los limos cementados, en el cual a partir de la carga aplicada de 30 tn cambia la pendiente de la curva carga-asentamiento (Capdevila, 2008). Luego de la rotura del tensor se procede a la descarga, alcanzando un asentamiento residual interior al valor límite.

8. CONCLUSIONES

Los micropilotes hincados constituyen una alternativa a los tradicionales hormigonados in situ, especialmente indicada cuando deben recalzarse fundaciones en edificaciones existentes y de valor patrimonial, donde conviene minimizar las roturas de pisos o muros como así también evitar (o por lo menos disminuir) el volumen de excavaciones y posterior traslado de tierra hasta un contenedor, debido al costo adicional y al riesgo de daños que esa operación implica por choques o roces de la carretilla contra muros, carpinterías, etc.

Su capacidad de carga depende del diámetro del tubo utilizado y del tipo y presión de inyección, existiendo la posibilidad de ejecutar inyecciones repetitivas selectivas (IRS) variables a cada profundidad, cuando se atraviesan estratos heterogéneos, en cuyo caso se colocan obturadores que limiten la inyección sólo al estrato prefijado. De este modo pueden alcanzarse altas capacidades portantes, evitando también la ejecución de elementos de transferencia tales como vigas portamuro.

En el caso expuesto, para una carga (45 tn) que supera en un 250% a la de servicio (13 tn), la deformación del elemento rondó el 30% de la máxima admisible por reglamento.

Finalmente, y como la masa de la máquina pilotera posee el mismo peso y altura de caída solicitados por normativa para la ejecución de ensayos SPT, la hinca de cada micropilote permite verificar punto por punto eventuales variaciones o heterogeneidades en el perfil litológico previsto.

9. REFERENCIAS

Capdevila, J. A. (2008). “Comportamiento Tensión-Deformación del Loess del Centro de Argentina en Campo y Laboratorio: Influencia de los Parámetros Estructurales”. 1º Ed. 2009. Tesis Doctoral. Universidad Nacional de Córdoba. ISBN: 978-987-05-6839-1

Cisneros, J. M., Gil, H. A., de Prada, J. D., Degioanni, A. J., Cantero, G. A., Giayetto, O., Ioele, J., Madoery, O. A., Masino, A., Rosa, J. (2014). “Estado actual, pronósticos y propuestas de control de inundaciones en el centro-este de la provincia de Córdoba”. Servicio de Conservación y Ordenamiento de Tierras (SECYOT). Facultad de Agronomía y Veterinaria. Universidad Nacional de Río Cuarto. Recuperado de URL: http://www.todoagro.com.ar/documentos/2014/Informe_Inundacion_SeCyOT_2014.pdf.

Francisca, F. M. (2007). “Evaluating the constrained modulus and collapsibility of loess from standard penetration test”. ASCE International Journal of Geomechanics. 7(4):7-10. ISSN 1532-3641. https://doi.org/10.1061/(ASCE)1532-3641(2007)7:4(307)

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