Estudio experimental sobre la resistencia a flexiónde las uniones roscadas machihembradas en

secciones tubulares de acero para micropilotesCarlos Zanuy1

Departamento de Mecánica de Medios Continuos y Estructuras, E.T.S. Ingenieros de Caminos,Universidad Politécnica de Madrid

Pablo de la FuenteDepartamento de Mecánica de Medios Continuos y Estructuras, E.T.S. Ingenieros de Caminos,

Universidad Politécnica de Madrid

Manuel Pinilla2

RESUMEN

Este artículo aborda el estudio de la resistencia a flexión de las uniones roscadas machihembradas empleadas para unión de dis-tintos tramos de armadura tubular utilizada en la ejecución de micropilotes. Se ha llevado a cabo una campaña experimental queincluyó la realización de cuarenta ensayos de rotura a flexión pura sobre probetas conformadas por dos tramos de armadura tubu-lar rellenos de lechada de cemento conectados en centro de vano por una unión roscada macho-hembra. Los resultados indicanque el tipo de rotura en estas uniones es frágil, iniciándose la rotura en la última rosca de la zona del macho, y que la resistenciaa flexión de las conexiones es inferior a la de los tubos continuos. El análisis de los resultados indica una considerable influenciadel efecto tamaño, ya que la resistencia a flexión disminuye al aumentar el diámetro exterior de los perfiles tubulares empleados.Adicionalmente, para las muestras ensayadas, los resultados indican que la resistencia a flexión no se incrementa al aumentar lalongitud del tramo roscado de la unión.

Micropilotes, uniones roscadas, uniones machihembradas, uniones macho-hembra, resistencia a flexión.

1 czs@caminos.upm.es E.T.S. Ingenieros de Caminos; Av. Profesor Aranguren S/N 28040 Madrid2 manuel-pm@kellerterra.com Keller Terra, S.L.; C/ Miguel Yuste 45 Bis 28037 Madrid

1 INTRODUCCIÓN

La utilización de perfiles tubulares de acero co-mo armadura de refuerzo para micropilotes esuna práctica habitual tanto para micropilotes ac-tuando como cimentación profunda, como paralos micropilotes actuando como elementos resis-tentes en contenciones para la ejecución de exca-vaciones.

El rango de perfiles tubulares empleados en latécnica es amplio y su instalación en el terrenopuede realizarse tanto en un tramo único, em-pleando perfiles tubulares continuos, como me-diante la conexión de varios tramos de menor

longitud, generalmente entre 2,0 y 4,0 m, parafacilitar su manipulación e instalación en situa-ciones en las que las condiciones geométricas delemplazamiento de la obra son restrictivas, porejemplo, en la realización de trabajos de micropi-lotaje en zonas de gálibo reducido.

El empleo de sistemas de conexión entre lostramos de micropilote puede suponer un punto dedebilidad en la resistencia a flexión, fundamen-talmente en este tipo de elementos en los que laarmadura tubular proporciona prácticamente latotalidad de la resistencia.

Los sistemas de conexión empleados gene-ralmente son de tipo roscado, distinguiendo entre

Keller Cimentaciones S.L.U

los machihembrados a sección intermedia, losque cuentan con manguito exterior o interior derefuerzo sin pérdida de sección o los que cuentancon ensanchamiento en la zona de hembra.

Existen diversas referencias y estudios previossobre el comportamiento estructural a flexión deeste tipo de uniones. Se pueden encontrar estu-dios [1] que muestran que las uniones roscadasmachihembradas presentan un tipo de rotura frá-gil al ser ensayadas a flexión, produciéndose unareducción en la resistencia a flexión respecto alperfil tubular continuo. En estos mismos estudiosse pueden encontrar los resultados de ensayosrealizados sobre uniones roscadas con manguitoexterior que muestran que no se produce una re-ducción de la capacidad a flexión respecto al tu-bo continuo, obteniéndose roturas con cierta duc-tilidad aunque condicionada por la geometría delmanguito de unión empleado en cada caso. Otrosdocumentos de divulgación y armonización tec-nológica [2] establecen que en ausencia de ensa-yos se aplique una reducción del 50% en la capa-cidad a flexión de las uniones,independientemente del tipo de unión, y reco-miendan la consulta de ensayos experimentalesprevios [3] que corroboran estos datos para pro-betas tubulares huecas con unión tipo ma-chihembrado, pero que establecen una reducciónde la resistencia a flexión en el entorno del 30%respecto al tubo continuo cuando se consideranestas mismas probetas rellenas de lechada decemento endurecida.

A pesar de la existencia de sistemas de uniónque no producen ninguna reducción de la capaci-dad a flexión, la unión roscada machihembradapresenta ventajas tales como su sencillez, su me-nor peso y menor número de operaciones de me-canizado, requerir menores diámetros de perfora-ción en el terreno para la instalación la armaduratubular o no requerir ningún documento adicio-nal que por ejemplo garantice la trazabilidad delacero de los manguitos de conexión.

Por estos motivos, la unión roscada ma-chihembrada se emplea con profusión dentro dela técnica del micropilotaje, con lo que parece in-teresante estudiar algunos factores que puedenafectar a la resistencia a flexión de este sistema.

En este artículo se presentan los resultados yconclusiones extraídas de una campaña experi-

mental llevada a cabo sobre probetas conforma-das por perfiles tubulares conectados medianteuniones roscadas machihembradas a sección in-termedia. Todas las probetas se rellenaron en suinterior con lechada de cemento para reproducirlas condiciones habituales de trabajo de los mi-cropilotes ejecutados en el terreno. Se detectóque en trabajos experimentales previos [1] todoslos ensayos de rotura a flexión se realizaron so-bre probetas con la misma longitud de roscado,independientemente del diámetro exterior delperfil tubular. Por este motivo, en este estudio, sedecidió variar la longitud del roscado con el ob-jeto de verificar la influencia de este parámetroen la resistencia a flexión de las uniones ensaya-das.

2 CAMPAÑA EXPERIMENTAL

2.1 Descripción de los ensayos

La campaña experimental, llevada a cabo duranteel año 2011 en el Laboratorio de Estructuras dela E.T.S. de Ingenieros de Caminos, Canales yPuertos, del Departamento de Mecánica de Me-dios Continuos y Teoría de Estructuras de laUniversidad Politécnica de Madrid, incluyó larealización de 40 ensayos de rotura a flexión encuatro puntos. La longitud de las probetas fue de2.0 m con una distancia entre apoyos de 1.5 m,estando sometidos los 0.5 m centrales a condi-ciones de flexión pura, según el esquema de lafigura 1.

En los ensayos la carga aumentaba de formaprogresiva hasta alcanzar la rotura o bien hastaque se producían deformaciones elevadas duran-te el proceso de plastificación, alcanzando noobstante en estos casos deformaciones suficien-tes como para caracterizar la resistencia dentrode la rama plástica.

Figura 1. Configuración de los ensayos (cotas en mm)

2.2 Materiales

Todos los perfiles tubulares recibidos en el labo-ratorio fueron sometidos a calibración, prestandoespecial atención a la geometría de las unionesroscadas mecanizadas. La figura 2 muestra todoslos parámetros geométricos controlados.

Figura 2. Parámetros geométricos controlados.

Las probetas fueron conformadas y ensayadasen laboratorio con condiciones ambientales cons-tantes, roscando la unión machihembrada a topey rellenando el interior de las probetas con le-chada de cemento. La tabla 1 muestra todos lostipos de probetas ensayados.

Tabla 1. Micropilotes ensayados. A) Diámetro exterior xEspesor (mm). B) Colada acero. C) Longitud de roscado. D)Longitud de roscado relativa al diámetro exterior (% deinserción). E) Número de probetas ensayadas. (*) En estosensayos una de las dos probetas se ensayo hueca y la otra re-llena de lechada.

A B C D E114.3 x 8.8 I 50.00 44% 3114.3 x 8.8 I 85.00 74% 4114.3 x 8.8 I 125.00 109% 4114.3 x 8.8 I Continuo - 2*139.7 x 8.8 II 100.00 72% 5139.7 x 8.8 II 150.00 107% 5139.7 x 8.8 II Continuo - 2168.3 x 10 III 50.00 30% 4168.3 x 10 III 125.00 74% 5168.3 x 10 III 175.00 104% 4168.3 x 10 III Continuo - 2*

Todas las probetas ensayadas estaban forma-das por acero comercial tipo N-80, con límiteelástico mínimo teórico y límite de rotura míni-mo teórico de 560 y 690 MPa respectivamente,con una elongación de rotura mínima del 10%.La tabla 2 recoge las características de las trescoladas de acero empleadas, caracterizadas a par-

tir de ensayos realizados por el suministrador delacero.

Tabla 2. Propiedades acero perfiles tubulares ensayados (va-lores medios y desviación estándar)

Colada fy (MPa) fu (MPa) εu(%)I 739 ± 19 901 ± 13 15.7 ± 0.5II 620 ± 1 904 ± 15 11.2 ± 1.0III 659 ± 22 772 ± 19 25.2 ± 0.7

Para el relleno de las probetas de micropilotese empleó lechada de cemento, utilizando ce-mento tipo CEM I/52.5 N/SR con una dosifica-ción a/c=0.5. Como medida de control se realiza-ron ensayos de compresión simple sobre probetascilíndricas de 150x300 mm conformadas a partirde muestras de lechada en fresco, obteniéndoseuna resistencia a compresión media de 34,7 MPaa los 14 días. Todas las probetas de micropiloterellenas de lechada se ensayaron a una edad su-perior a 14 días.

2.3 Instrumentación y control

La instrumentación y control de cada ensayo derotura de micropilotes se realizó mediante con-trol de flechas en 5 puntos empleando flexíme-tros electrónicos, con rango de desplazamientohasta 50 mm, distribuidos según el esquema de lafigura 3.

Para evitar el daño de los flexímetros duranteel registro de rangos superiores de deformaciónasociados al comportamiento plástico y rotura delas probetas, se dispuso un único transductor li-neal de desplazamiento LVDT con rango de des-plazamiento de 200 mm, situado en centro devano.

La aplicación de cargas en dos puntos se rea-lizó mediante una prensa hidráulica de 5000 kNde capacidad máxima y control eléctrico de lafuerza aplicada, con un error en la medida de lafuerza inferior a 1 kN.

Figura 3. Esquema colocación flexímetros (cotas en mm)

3 RESULTADOS OBTENIDOS

En este capítulo se exponen los resultados obte-nidos en el programa experimental expresados através de diagramas “momento en centro de vano– flecha en centro de vano” elaborados a partirde los ensayos realizados. En los gráficos se harepresentado en el eje de ordenadas el valor delmomento flector en el centro de vano, en lugarde la carga aplicada, y en el eje de abscisas laflecha medida en centro de vano.

Para cada tipo de armadura tubular ensayada,con diámetro exterior de 114.3 mm, 139.7 mm y168.3 mm respectivamente, figuran los gráficoscorrespondientes a tubos continuos y los obteni-dos para las diferentes longitudes de inserción olongitud de roscado en la unión macho-hembra.Estas longitudes son: 50 mm, 85 mm y 125 mm,para el diámetro de 114.3 mm; 100 mm y 150mm, para el diámetro de 139.7 mm; 50 mm, 125mm y 175 mm, para el diámetro de 168.3 mm.

Con objeto de tener como referencia el com-portamiento del tubo hueco continuo, en estosmismos diagramas se representan dos curvas teó-ricas. La primera representa el comportamientode acuerdo al diagrama tensión-deformación realdel acero de cada colada, y la segunda muestra elcomportamiento simplificado considerando undiagrama teórico tensión-deformación bilinealpara el acero con las propiedades mecánicas ca-racterísticas del N-80. En el apartado 4.1 se ex-plica la obtención de estas curvas.

3.1 Tubos con diámetro exterior 114.3 mm

Con el diámetro exterior de 114.3 mm se ensaya-ron dos tubos continuos, uno hueco y otro rellenode lechada, y once con unión macho-hembra, entres de los cuales la longitud de inserción fue de50 mm, en cuatro 85 mm y en otros cuatro 125mm. Los diagramas momento en centro de vano– flecha en centro de vano se pueden observar enlas figuras 4, 5, 6 y 7.

En las probetas en las que no existe unión (Fi-gura 4) se obtiene una resistencia superior a laque muestra el diagrama correspondiente a la co-lada I, sin alcanzar la rotura. Los ensayos se de-tuvieron cuando la probeta se encontraba en lafase de plastificación. En estos tubos continuos

se realizó una última fase de descarga para ob-servar las deformaciones remanentes alcanzadasen la fase de plastificación. La ductilidad de lostubos continuos es muy grande, tanto en el tubohueco como en el relleno. Hay que señalar queen el tubo que no se rellenó con lechada se des-arrolló una pequeña abolladura local en las zonasde aplicación de la carga y se obtuvo una resis-tencia inferior a la del tubo continuo relleno. Enlas Figuras 8a y 8b se observan algunas imágenesde los ensayos realizados sobre tubos continuos.

Tub o s co nt inuo s

Valo resno minales

Co lad a I

0

2 0

4 0

6 0

8 0

10 0

0 2 5 50 75 10 0

Fle ch a, v (m m )

Mom

to,

M(m

.kN

)

T eo r ía114 ,3 / C / I / 1114 ,3 / CH / I / 2T eo r ía

Figura 4. Diagramas momento – flecha en centro de vanoperfil 114.3 mm: Tubo continuo hueco y relleno de lechada.

Tub o s R o s ca 50 mm

Valo resno minales

Co lad a I

0

2 0

4 0

6 0

8 0

0 10 2 0 3 0 4 0 50

Fle ch a, v (m m )

Mom

to,

M(m

.kN

)

Teo rí a 114 ,3 / 2 T /I/ 50 / 1114 ,3 /2 T/ I/ 50 / 2 114 ,3 / 2 T /I/ 50 / 3Teo rí a

Figuras 5. Diagramas momento – flecha en centro de vanoperfil 114.3 mm: Unión machihembrada con 50 mm de longi-tud de roscado (inserción).

Tub o s R os ca 8 5 mm

Valore snomina le s

C o lad a I

0

2 0

4 0

6 0

8 0

0 10 20 3 0 4 0 50

Fl e ch a, v (m m )

Mom

to,

M(m

.kN

)

Te orí a 114 ,3 / 2 T/ I/ 8 5/ 1114 ,3 / 2T/ I/ 85 / 2 114 ,3 / 2 T/ I/ 8 5/ 3114 ,3 / 2T/ I/ 85 / 4 Teo rí a

Figuras 6. Diagramas momento – flecha en centro de vanoperfil 114.3 mm: Unión machihembrada con 85 mm de longi-tud de roscado (inserción)

Tubo s R o s ca 12 5 mm

Valo resno minales

C o lad a I

0

2 0

4 0

6 0

8 0

0 10 2 0 3 0 4 0 50

Fle cha, v (m m )

Mom

to,

M(m

.kN

)

Teo rí a 114 ,3 / 2 T/ I/ 12 5/ 1114 ,3 / 2 T/ I/ 12 5/ 2 114 ,3 / 2 T/ I/ 12 5/ 3114 ,3 / 2 T/ I/ 12 5/ 4 Teo rí a

Figuras 7. Diagramas momento – flecha en centro de vanoperfil 114.3 mm: Unión machihembrada con 125 mm de lon-gitud de roscado (inserción).

Figuras 8a y 8b. Fotografías de los tubos continuos de 114.3mm al terminar los ensayos. (a) Tubo relleno; (b) Tubo hueco

Figuras 9a y 9b. Vistas de la forma de rotura en los ensayoscon unión macho-hembra y diámetro exterior de 114.3 mm:(a) Rotura violenta; (b) Detalle de la rotura del macho delmismo tubo.

En los once ensayos sobre tubos con uniónmacho-hembra se produjo una rotura frágil en launión bajo una carga inferior a la de los tuboscontinuos, previamente a la plastificación, talcomo se muestra en las Figuras 5, 6 y 7. La rotu-ra se produjo a nivel del primer hilo de la roscaen la parte del macho, excepto en dos ensayosconcretos en los que de forma atípica la rotura selocalizó en el último hilo de la rosca en la partede la hembra. En estos dos ensayos la resistenciafue ligeramente superior a otros ensayos con lamisma longitud de inserción. En las Figuras 9a y9b se aprecian algunos detalles típicos de la for-ma de rotura de las probetas con unión roscadamachihembrada.

3.2 Tubos con diámetro exterior 139.7 mm

Con el diámetro exterior de 139.7 mm se ensaya-ron dos tubos continuos rellenos de lechada, ydiez con unión macho-hembra, cinco con unalongitud de inserción de 100 mm y otros cinco enlos que esa longitud fue de 150 mm. Los diagra-mas momento en centro de vano – flecha en cen-tro de vano se pueden observar en las figuras 10,13 y 14.

Igual que en los ensayos realizados con eldiámetro de 114.3 mm, en los tubos en los queno existe unión (Figura 10) se obtiene una resis-tencia superior a la que muestra el diagrama co-rrespondiente a la colada II, sin alcanzar la rotu-ra. En uno de estos tubos se realizó una últimafase de descarga para observar las deformacionesremanentes alcanzadas en la fase de plastifica-ción. La ductilidad de los tubos continuos es ele-vada, como se puede ver en el estado final de es-tos ensayos y en la figura 11 en la que se apreciael nivel de deformaciones alcanzado.

Tub os c ont inuo s

Va lo resno minales

C o la da II

0

2 5

50

75

10 0

12 5

150

0 25 50 75 100

Fle cha, v (m m )

Mom

to,

M(m

.kN

)

Te o rí a139 ,7 / C / II / 1139 ,7 / C / II / 2Te o rí a

Figura 10. Diagramas momento – flecha en centro de vanoperfil 139.7 mm: Tubos continuos rellenos de lechada.

Figura 11. Ensayo sobre tubo continuo diámetro 139.7 mmrelleno de lechada.

En los tubos con unión macho-hembra (Figu-ras 13 y 14) se produjo una rotura frágil en launión, bajo una carga inferior a la de los tuboscontinuos, previamente a la plastificación, y enocasiones para una carga próxima a los valoresnominales. En todos los ensayos la rotura se haproducido a nivel del primer hilo de la rosca enla parte del macho (Figuras 12a y 12b).

Figuras 12a y 12b. Tubo 139.7 con 100 mm de longitud deroscado (inserción) tras la rotura.

Tub os R o sc a 10 0 mm

Valo resnominales

C o lad a II

0

2 0

4 0

6 0

8 0

10 0

12 0

0 10 20 3 0 4 0 50

Fl e ch a, v (m m )

Mo

mto

,M

(m.k

N)

Te orí a 13 9 ,7/ 2 T/ II/ 10 0 / 013 9 ,7/ 2 T/ II/ 10 0 / 1 13 9 ,7/ 2 T/ II/ 10 0 / 213 9 ,7/ 2 T/ II/ 10 0 / 4 13 9 ,7/ 2 T/ II/ 10 0 / 5

Figura 13. Diagramas momento – flecha en centro de vanoperfil 139.7 mm: Unión machihembrada con 100 mm de lon-gitud de roscado (inserción).

Tubo s R o s c a 150 mm

Valore snomina le s

C olad a II

0

2 0

4 0

6 0

8 0

10 0

12 0

0 10 2 0 3 0 4 0 50

Fle cha, v (m m )

Mom

to,

M(m

.kN

)

Te orí a 13 9 ,7/ 2 T/ II/ 150 / 1139 ,7/ 2 T/ II/ 150 / 2 13 9 ,7/ 2 T/ II/ 150 / 3139 ,7/ 2 T/ II/ 150 / 4 13 9 ,7/ 2 T/ II/ 150 / 5

Figura 14. Diagramas momento – flecha en centro de vanoperfil 139.7 mm: Unión machihembrada con 150 mm de lon-gitud de roscado (inserción).

3.3 Tubos con diámetro exterior 168.3 mm

Con el diámetro exterior de 168.3 mm se ensaya-ron dos tubos continuos, uno hueco y otro rellenode lechada, y trece con unión macho-hembra, encuatro de los cuales la longitud de inserción fuede 50 mm, en cinco de 125 mm y en otros cuatrode 175 mm.

Como en los diámetros anteriores, en las pro-betas en las que no existe unión (Figura 14) seobtiene una resistencia superior a la que muestrael diagrama correspondiente a la colada III, sinalcanzar la rotura. Los ensayos se detuvieroncuando la probeta se encontraba en la fase deplastificación, efectuándose una última fase dedescarga con objeto de observar las deformacio-nes remanentes alcanzadas en la fase de plastifi-cación. La ductilidad de los tubos continuos esmuy grande, tanto en el tubo hueco como en elrelleno. Sin embargo, en el tubo que no se relle-nó con lechada se desarrolló una abolladura localmuy marcada en las zonas de aplicación de lacarga y se obtuvo una resistencia inferior a la deltubo continuo relleno (Figuras 15a y 15b).

Tub o s co nt inuos

Valo resnominales

C o lad a III

0

50

100

150

2 00

2 50

0 25 50 75 100

Fle cha, v (m m )

Mom

to,

M(m

.kN

)

Teo rí a16 8 ,3 / C / III / 116 8 ,3 / C H / III / 2Teo rí a

Figura 14. Diagramas momento – flecha en centro de vanoperfil 168.3 mm: Tubo continuo relleno de lechada y tubocontinuo hueco.

Figuras 15a y 15b. Estado de los tubos continuos al final delensayo: (a) tubo relleno; (b) detalle de la abolladura del tubohueco.

Tub os R o sc a 50 mm

Va lo re sno mina le s

C olad a III

0

50

10 0

150

2 0 0

0 10 2 0 3 0 4 0 50

Fle cha, v (m m )

Mo

mto

,M

(m.k

N)

Teo rí a 16 8 ,3 / 2T/ III/ 50 / 116 8 ,3 / 2T/ III/ 50 / 2 16 8 ,3 / 2T/ III/ 50 / 316 8 ,3 / 2T/ III/ 50 / 4

Figura 16. Diagramas momento – flecha en centro de vanoperfil 168.3 mm: Unión machihembrada con 50 mm de longi-tud de roscado (inserción).

Tubo s R o s c a 125 mm

Valo resnomina les

C o la da III

0

50

100

150

2 0 0

0 10 20 30 40 50

Fl e ch a, v (m m )

Mom

to,

M(m

.kN

)

Teo rí a 16 8 ,3 / 2T/ III/ 12 5/ 116 8 ,3 / 2T/ III/ 12 5/ 2 16 8 ,3 / 2T/ III/ 12 5/ 316 8 ,3 / 2T/ III/ 12 5/ 4 16 8 ,3 / 2T/ III/ 12 5/ 5

Figura 17. Diagramas momento – flecha en centro de vanoperfil 168.3 mm: Unión machihembrada con 175 mm de lon-gitud de roscado (inserción).

En los tubos con unión macho-hembra (Figu-ras 17 y 18) se produjo una rotura frágil en launión bajo una carga inferior a los valores nomi-nales y previamente a la plastificación.

En todos los ensayos la rotura se produjo a ni-vel del primer hilo de la rosca en la parte del ma-cho. Las Figuras 19a y 19b muestran imágenes

de una rotura típica de este grupo de ensayos, enlas que se observa que no hubo una brusca divi-sión de la pieza en dos partes, sino que el rellenode hormigón evitó la rotura violenta típica deprobetas con menor diámetro.

Tubo s R o s ca 175 mm

Valo re snomina le s

C o la da III

0

50

100

150

2 00

0 10 2 0 3 0 40 50

Fle cha, v (m m )

Mom

to,

M(m

.kN

)

Teo rí a 16 8 ,3 / 2 T/ III/ 175/ 116 8 ,3 / 2T/ III/ 175 / 2 16 8 ,3 / 2 T/ III/ 175/ 316 8 ,3 / 2T/ III/ 175 / 4 Teo rí a

Figura 18. Diagramas momento – flecha en centro de vanoperfil 168.3 mm: Unión machihembrada con 175 mm de lon-gitud de roscado (inserción).

Figuras 19a y 19b. Rotura típica ensayo en tubo 168.3 mm.

4 ANÁLISIS DE LOS RESULTADOS DELOS ENSAYOS

4.1 Consideraciones sobre el análisis

Como referencia en el análisis de cada perfil tu-bular ensayado se ha considerado el comporta-miento teórico del correspondiente tubo huecocontinuo, representado en cada uno de los dia-gramas momento – flecha en centro de vano ela-borados con líneas discontinuas de color negro.En cada caso se consideran dos curvas de refe-rencia, como se puede apreciar en las Figuras 20

y 21. Una de las curvas se corresponde con laspropiedades nominales o características del ace-ro, y otra con el comportamiento medio del ace-ro, que se podría considerar más próximo a larespuesta real del tubo.

Diagramacaracterístico

Diagrama medio

fyk

fy

Es

Ep1

1

uk u

fu

Figura 20. Diagramas tensión – deformación del acero.

Como se aprecia en la Figura 20, el diagramacaracterístico del acero está definido por una ra-ma elástica hasta el límite característico, fyk, quees el garantizado por el fabricante, y una ramaperfectamente plástica hasta una deformación úl-tima característica, εuk. El diagrama medio delacero, obtenido a partir de ensayos proporciona-dos por el suministrador para las diferentes cola-das, es elasto-plástico, y se caracteriza por losvalores medios obtenidos en probetas normaliza-das, es decir, por su límite elástico, fy, su límiteúltimo, fu, y la deformación de rotura, εu. Los va-lores de estos parámetros para cada colada sonlos indicados en la Tabla 2.

1sE

yM

ykM

Diagrama medio

Diagramacaracterístico

M

Is

M u

Figura 21. Diagramas momento – curvatura de una seccióntubular.

Para la obtención del diagrama teórico mo-mento – flecha (o fuerza – flecha), se ha emplea-do el diagrama momento – curvatura representa-do en la Figura 21. Nuevamente se han usado dosdiagramas, el característico y el medio, corres-pondientes a una sección tubular.

El diagrama característico es el habitualmenteutilizado en proyecto, y está definido por unarama elástica, y una rama horizontal cuyo mo-mento es el momento elástico. El valor del mo-mento elástico característico está definido por laprimera plastificación de algún punto de la sec-ción, es decir, de la fibra extrema de acuerdo a lasiguiente ecuación:

2 s ykyk

ext

I fM

D (1)

Donde Is es el momento de inercia de la sec-ción tubular y Dext es el diámetro exterior.

La relación momento – curvatura en la ramaelástica es:

s sM E I (2)El diagrama momento – curvatura medio se

caracteriza por una primera rama elástica, que si-gue la ecuación (2) hasta el momento elástico(ecuación (3)), y una rama plástica no lineal.

2 s y

ext

I fM

D (3)

La rama de plastificación se ha obtenido me-diante un análisis seccional, empleando la ecua-ción constitutiva elasto-plástica expresada en laFigura 20. Para ello es necesario integrar las ten-siones obtenidas a través de las deformaciones,las cuales se obtienen para cada nivel de la cur-vatura alcanzado. Un esquema del diagrama detensiones y deformaciones se representa en la Fi-gura 22.

Dext Dint

max

y

yf

max f y + E ( - )max yp

M

Figura 22. Distribución de deformaciones y tensiones en fasede plastificación.

Finalmente, para la obtención de la flecha encentro de vano se integran dos veces las curvatu-

ras. En la rama elástica se obtiene la fórmula co-nocida de la Resistencia de Materiales (Ecuación(4)), donde P es la carga total aplicada en el en-sayo, L es la luz (1.50 m) y a es la distancia des-de el apoyo al punto de aplicación de la carga(0.50 m).

2 23 448 s s

Pav L a

E I (4)

A medida que el tercio central de la viga plas-tifica, hay que considerar la no linealidad de larelación momento – curvatura para la obtenciónde la flecha (Figura 23). Habría que tener encuenta que existe una longitud xel en la que elcomportamiento es elástico y lineal, y una longi-tud a – xel en la que hay una transición no linealhasta que se alcanza la curvatura constante de lazona central de la viga.

a

elxy

P/2

Simplificación

Real

Figura 23. Diagrama de curvaturas en la fase de plastifica-ción.

En los diagramas momento – flecha representa-dos se ha optado por aplicar una simplificaciónlineal en esta distancia a – xel, lo que permite in-tegrar dos veces la ley de curvaturas de una for-ma sencilla (Figura 24).

P/2 P/2

P/2 P/2My

x el M = Pa/2

a

L

Figura 24. Diagrama de momentos flectores en la fase deplastificación una sección tubular.

Como se ha indicado, todas las comparacionesse realizan con el comportamiento del tubo hue-co continuo. De esta forma se considera que lacontribución del relleno de lechada en la resis-tencia es despreciable, y que colabora sólo enevitar la inestabilidad del tubo frente a compre-siones. No obstante, se ha realizado una estima-ción de la contribución del relleno en la resisten-cia última. Para ello se considera que elagotamiento tiene lugar cuando en la seccióntransversal se alcanza simultáneamente el límiteelástico en el acero traccionado y la rotura por elhormigón comprimido, tal como muestra la Figu-ra 25. En ella se asume que la lechada no resistetracciones y que contribuye mediante un bloquerectangular de tensiones en compresión. Para re-solver el problema se hace necesario iterar en elvalor de la curvatura, considerando que en eldiagrama de deformaciones la deformación en lacara inferior del acero es un pivote de valor fy /Es. La solución se encuentra cuando el axil resul-tante es cero (flexión pura), y el momento resul-tante, Mck, es el momento resistente.

En la Tabla 3 se indica el incremento de resis-tencia que se obtiene con respecto al momentoelástico característico Myk de la ecuación (1). Enel cálculo de Mck se ha considerado que la lecha-da tiene una resistencia de fck = 35 MPa, y no sehan empleado coeficientes de seguridad de losmateriales. El máximo valor del incremento de laresistencia al nivel del momento elástico debidoa la contribución de la lechada es del 5.0%.

extD

y = f y /Es

x x

yf

Dext

0.8x

0.85fck

f y xextD -x

Mck

Figura 25 Cálculo del momento último con contribución de lalechada

Tabla 3. Incremento de resistencia de cada tipo de seccióndebido a la contribución de la lechada. Valores característicossin coeficientes de seguridad de los materiales.

Tipo de sección Mck / Myk

114.3/C/I 1.063139.7/C/II 1.045168.3/C/III 1.042

4.2 Resistencia de los ensayos unión macho-hembra

Con objeto de establecer un criterio de resisten-cia consideramos apropiado utilizar la relaciónentre el momento flector en el que se alcanza larotura en cada ensayo (Mu,test) y el momento elás-tico (My), considerando la circunstancia, como seha expuesto en el capítulo anterior, que en todoslos tubos ensayados con unión roscada macho-hembra se ha producido una rotura frágil.

En la Tabla 4 figuran los valores medio y mí-nimo de la relación Mu,test/My en los distintosgrupos de ensayos realizados, en los que ademásdel diámetro exterior del tubo, figura la longitudde inserción (longitud de la unión roscada en elmacho).

Tabla 4. Relación entre el momento último y el momentoelástico en los ensayos con unión macho – hembra. [Leyendatipo de tubo: Diámetro exterior (mm) / Colada / Longitud deRoscado (Inserción) (mm) / Nº de probetas ensayadas].

Mu,test / My

Tipo de tubo Valor medio Valor mínimo114.3 / I / 50 / 3 1.042 1.016114.3 / I / 85 / 4 1.043 0.975114.3 / I / 125 / 4 0.929 0.819139.7 / II / 100 / 5 0.931 0.858139.7 / II / 150 / 5 0.994 0.871168.3 / III / 50 / 4 0.615 0.562

168.3 / III / 125 / 5 0.607 0.586168.3 / III / 175 / 4 0.622 0.585

Con objeto de estudiar la influencia en los re-sultados de la longitud del tramo roscado, en laFigura 26 se ha representado la relación Mu,test/Myfrente al cociente L1/Dext (longitud de inser-ción/diámetro exterior) correspondiente a los re-sultados de los 34 ensayos realizados en la pre-sente campaña experimental.

En publicaciones precedentes [1] se ha podidoconsultar información de 9 ensayos realizadossobre uniones roscadas machihembradas en con-diciones similares a las del presente estudio, paraperfiles tubulares de 88.9, 114.3 y 139.7 mm dediámetro exterior. La figura 27 muestra la su-perposición de los 34 ensayos actuales con los 9obtenidos de la bibliografía consultada.

0 .4 0

0 .6 0

0 .8 0

1.0 0

1.2 0

0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1.0 1.2

L1 / Dext

Mu

,test

/M

y

Figura 26. Valor relativo de la resistencia de los ensayos conunión macho-hembra frente a la relación Longitud roscadadel macho/Diámetro exterior.

0 .4 0

0 .6 0

0 .8 0

1.0 0

1.2 0

0 .0 0 .2 0 .4 0 .6 0 .8 1.0 1.2

L1 / D ex t

Mu,

test

/M

y

Figura 27. Valor relativo de la resistencia de los ensayos conunión macho-hembra frente a la relación Longitud roscadadel macho/Diámetro exterior. Ensayos actuales y recopilaciónbibliográfica.

Tanto en la Tabla 4 como en las Figuras 26 y27 no se aprecia la influencia significativa de lalongitud de la unión roscada. Por esta razón con-sideramos oportuno representar en la Figura 28el valor de la relación Mu,test / My en función sólodel diámetro exterior del tubo, para cualquierlongitud de inserción, considerando todos los da-tos disponibles. En la Figura 28 se refleja tanto elvalor medio como la desviación típica de los en-sayos correspondientes a cada diámetro. El gráfi-co indica claramente un descenso de la resisten-

cia relativa al momento elástico para losdiámetros mayores, es decir, cierta influencia delefecto tamaño.

0 .4

0 .5

0 .6

0 .7

0 .8

0 .9

1.0

1.1

1.2

50 75 100 12 5 150 175 2 0 0

Dext

(m m )

Mu,

test

/M

y

Figura 28. Media y desviación típica de la relación Mu,test /My en función del diámetro exterior.

Desde el punto de vista de la seguridad estruc-tural parece adecuado adoptar un coeficiente dereducción de resistencia para los tubos con uniónroscada machihembrada. El número de ensayosdisponibles permite introducir un criterio estadís-tico para establecer el coeficiente de reducciónde la resistencia. Para ello asumimos que los re-sultados experimentales de la relación Mu,test/Myde cada serie de ensayos correspondientes a unvalor determinado del diámetro exterior siguenuna función de distribución normal, cuya mediay desviación típica son las representadas en laFigura 28 anterior. Proponemos como valor ra-zonable para establecer una seguridad estructuraladecuada la que corresponde al percentil del 5%,es decir, el valor de la relación Mu,test/My que sesupera en cada serie de ensayos con una probabi-lidad del 95%.

Teniendo en cuenta la distribución normal, elvalor de Mu,test/My que corresponde al percentildel 5% se puede calcular como:

,

5%

1.645u test

y

M

M

(5)

Donde μ y σ son la media y la desviación típi-ca de cada serie. En diversas aplicaciones de in-geniería se utilizan procedimientos análogos para

De xt = 114 .3 mmDe xt = 13 9 .7 mmDe xt = 16 8 .3 mm1

D ext = 8 8.9 mmD ext = 114 .3 mmD ext = 114 .3 mmD ext = 139 .7 mmD ext = 139 .7 mmD ext = 168 .3 mm

estimar valores característicos de alguna varia-ble. Los valores del coeficiente de corrección dela resistencia que corresponde al percentil 5%(α), así definido, y las medias y desviaciones tí-picas de las series ensayadas figuran en la Tabla5.Tabla 5. Cálculo del coeficiente de corrección (α), en funcióndel diámetro exterior.

Dext Media Desv.Típica Mínimo Percentil

del 5%

88.9 1.013 0.082 0.948 0.878114.3 1.016 0.082 0.819 0.881139.7 0.948 0.077 0.836 0.822168.3 0.614 0.029 0.562 0.567

En la Figura 29 se representan la media y elvalor del percentil del 5% para el coeficiente decorrección α, en función del diámetro exterior.En esta gráfica se observa que los diámetros máspequeños (88.9 mm y 114.3 mm) tienen una re-ducción de resistencia con respecto al momentoelástico similar. Para diámetros mayores, la re-ducción de resistencia aumenta con el diámetro.Para los ensayos con diámetro exterior de 139.7mm la reducción de resistencia con respecto a lostubos más pequeños es moderada, pero es muyimportante para los tubos ensayados con el ma-yor diámetro (168.3 mm).

0 .4

0 .5

0 .6

0 .7

0 .8

0 .9

1.0

1.1

50 10 0 150 2 0 0

Dext

(m m )

a

M ed ia

5%

Figura 29. Coeficiente de corrección de la resistencia (α), enfunción del diámetro exterior

En base al análisis llevado a cabo, se proponeel empleo de la relación Mu,test/My para obtener elcoeficiente de reducción (α) de la resistencia de

acuerdo con la Tabla 5 y la Figura 29 anterior-mente expuestas, y después emplear en el diseñoestructural ese coeficiente con valores de cálculoMud / Myd.

En base a este coeficiente, el momento con elque parece adecuado diseñar la unión es el si-guiente:

ykud

M

MM

(6)

Siendo γM el coeficiente de seguridad del ma-terial.

De acuerdo con lo anteriormente reflejado, sepropone la utilización de los siguientes valorespara el coeficiente de corrección (α) cuando lalongitud de rosca sea igual o superior a 50 mm(para longitudes de rosca inferiores no se hanrealizado ensayos, por lo que quedan fuera delanálisis y conclusiones del presente estudio): Diámetros, Dext = 88.9 mm y Dext = 114.3

mm, α = 0.85 Diámetro, Dext = 139.7 mm, α = 0.80 Diámetro, Dext = 168.3 mm, α = 0.55

Para diámetros exteriores comprendidos entre139.7 mm y 168.3 mm se propone interpolarlinealmente entre los valores de α asignados aesos diámetros. Igualmente se propone interpolarlinealmente para los valores comprendidos entre114.3 mm y 139.7 mm.

4.3 Comportamiento en servicio del tubo conunión macho-hembra

En este apartado se analiza el comportamiento delas uniones roscadas macho-hembra de las arma-duras tubulares de los micropilotes en servicio,comparado con el comportamiento de los tuboshuecos continuos. Este análisis se efectúa a partirde las flechas registradas en cinco puntos de lageneratriz inferior de cada probeta a través de losflexímetros.

En la Figura 30 se han representado las fle-chas medidas en cinco puntos para un nivel decarga correspondiente a la retirada de los flexí-metros en los ensayos con unión. Esto equivaleal 60% de la carga correspondiente al momentoelástico en la serie con diámetro exterior de114.3 mm.

114 ,3 / X / I / Y

M / M y = 0 .6

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

0 .0 0 .5 1.0 1.5

x (m )

v(m

m)

Tub o hue co co nt inuoP ilo t e co nt inuoL1 = 50 mmL1 = 85 mmL1 = 12 5 mm

Figura 30. Comparación de flechas medidas en las probetascon la deformada teórica del tubo hueco continuo: Perfil114.3 mm.

Las Figuras 31 y 32 muestran respectivamentelas flechas para las series de 139.7 mm y 168.3mm, con un nivel de carga del 50% y del 35%del momento elástico respectivo de cada serie.

139 ,7 / X / II / Y

M / M y = 0 .5

0

1

2

3

4

5

6

0 .0 0 .5 1.0 1.5

x (m )

v(m

m)

Tubo hueco co nt inuo

P ilo t e c on tinuoL1 = 100 mm

L1 = 150 mm

Figura 31. Comparación de flechas medidas en las probetascon la deformada teórica del tubo hueco continuo: Perfil139.7 mm.

En los diagramas se reflejan, para cada diáme-tro ensayado, las flechas teóricas correspondien-tes al tubo hueco continuo, las obtenidas en losensayos con el tubo continuo relleno con lechaday las también obtenidas para los distintos valoresde longitud de rosca (inserción).

16 8 ,3 / X / III / Y

M /M y =0 .3 5

0

1

2

3

4

5

0 .0 0 .5 1.0 1.5

x (m )

v(m

m)

Tubo hueco co nt inuoP ilo t e c on tinuoL1 = 50 mmL1 = 125 mmL1 = 175 mm

Figura 32. Comparación de flechas medidas en las probetascon la deformada teórica del tubo hueco continuo: Perfil168.3 mm.

En los diagramas representados en las Figuras30, 31 y 32 se observa que las flechas medidasen los tubos continuos rellenos son ligeramentemenores que la teórica del tubo hueco continuo,lo que se debe a un pequeño efecto de rigidiza-ción proporcionado por el relleno de lechada. Ensegundo lugar, se observa que las flechas medi-das en las probetas con unión rocada son mayo-res que las del tubo continuo y que estas flechasson prácticamente independientes de la longitudde rosca.

5 CONCLUSIONES

Las conclusiones más importantes que confirmany amplían el estado del arte actual de la técnicason las siguientes:

I. En los perfiles tubulares ensayados a flexiónpura con presencia de unión roscada ma-chihembrada, la rotura es de tipo frágil y seproduce en general a nivel del primer hilo de larosca en la parte del macho. Como rotura frágileste tipo de unión no presenta capacidad deaviso previa del fallo. La rotura, en todo caso,tiene lugar para una carga inferior a la del perfiltubular continuo (sin uniones) antes de alcanzaruna fase elevada de plastificación.

II. En los ensayos realizados no se aprecia unainfluencia de la longitud roscada en la resisten-cia del tubo, no produciéndose una mejora sig-nificativa de la resistencia a flexión al incre-mentar las longitudes de roscado (inserción)por encima de 50 mm.

III. Se detecta un cierto efecto tamaño al redu-cirse la resistencia a flexión de las uniones ma-chihembradas al aumentar el diámetro exteriorde los perfiles, independientemente de la longi-tud de roscado (inserción) empleada en launión.

IV. De acuerdo con los resultados de los ensa-yos realizados en tubos con unión machihem-brada (los cuales tienen una longitud de rosca oinserción igual o superior a 50 mm), pareceadecuado adoptar un coeficiente corrector parala relación entre el momento último y el mo-mento elástico. Una forma de introducir estecoeficiente se puede establecer a partir de unnivel de la probabilidad de fallo, asumiendouna distribución normal para los valores de re-sistencia obtenidos en cada serie de ensayos co-rrespondiente a un valor fijo del diámetro exte-rior. Proponemos dicho nivel de probabilidadpara el percentil del 5%, lo que significa que el95% de los valores de Mu,test / My superan el va-lor adoptado, que se calcula como μ - 1.645σ(siendo μ y σ la media y la desviación típica,respectivamente). En consecuencia, el momen-to, Mud, con el que parece adecuado diseñar la

unión es, ykud

M

MM

, donde Myk es el mo-

mento elástico característico y γM el coeficientede seguridad aplicado al material.

V. De acuerdo con la distribución de valores ob-tenidos para la relación Mu,test / My en los distin-tos diámetros ensayados, y considerando en

ellos el que corresponde al percentil del 5%, sepropone la utilización de los siguientes valorespara el coeficiente de corrección (α) cuando lalongitud de rosca sea igual o superior a 50 mm: Diámetros, Dext = 88.9 mm y Dext = 114.3

mm, α = 0.85 Diámetro, Dext = 139.7 mm, α = 0.80 Diámetro, Dext = 168.3 mm, α = 0.55

VI. Para diámetros comprendidos entre 114.3mm y 139.7 mm, y entre 139.7 mm y 168.3mm, se propone interpolar linealmente entre losvalores de α asignados a esos diámetros.

VII. El análisis de las flechas medidas en cincopuntos durante los ensayos demuestra el efectorigidizador de la lechada presente en los tubosrellenos. Las flechas medidas en las probetascon unión roscada son mayores que las del tubocontinuo y son prácticamente independientesde la longitud de rosca (inserción) empleada.

AGRADECIMIENTOS

De igual modo los autores quieren hacer ex-tensivo su agradecimiento al maestro del Labora-torio de Estructuras, D. José Torrico Narváez, y atodo el personal técnico del mismo.

REFERENCIAS

[1] AETESS (2009). Estudio experimental sobre el compor-tamiento estructural de uniones de micropilotes. Disponibleen: http://www.aetess.com/publicaciones/estudios.php. Últi-mo acceso: 28 de junio de 2012.

[2] MINISTERIO DE FOMENTO (2005). Guía para el pro-yecto y la ejecución de micropilotes en obras de carretera.

[3] Bermejo, P. (2003). Ensayos sobre sistemas de unión dearmaduras tubulares en los micropilotes. En Jornadas técnicasSEMSIG-AETESS 2003.

Este estudio experimental ha sido financiado porla empresa Keller Cimentaciones, S.L.U. Losautores quierenagradecer el apoyo de dichaempresa, especialmente a D. Carlos Mora-ReyGarcía por promo-ver la colaboraciónpúblico-privada y la investi-gación docente.