Mecanica Rocas 13 20

EJERCICIOS 13-20 (excepto 19)

MECÁNICA DE ROCAS

Máster Universitario en Ingeniería de las Estructuras, Cimentaciones y Materiales

UNIVERSIDAD POLITÉCNICA DE MADRID

Alberto Ruiz-Cabello López

22 de Enero de 2010

MECÁNICA DE ROCAS MÁSTER UNIVERSITARIO EN INGENIERÍA DE LAS ESTRUCTURAS, CIMENTACIONES Y MATERIALES – UNIVERSIDAD POLITÉCNICA DE MADRID

EJERCICIO 13

1º. El ángulo de dilatancia, �, y el ángulo de rotura de la probeta respecto de su base, ��, tienen la

siguiente relación:

� � � � �� = 45˚ + �2 = 52.5˚ ⟹ � = 15˚

Conociendo la ley de fluencia de la roca, se puede determinar el ángulo de rozamiento interno:

sin � = sin �2 ⟹ sin 15˚ = sin �2 ⟹ � = 31.17˚

Por último, conocido el ángulo de rozamiento interno y el ángulo de dilatancia, se puede deducir, por

trigonometría, el ángulo de rozamiento instantáneo durante la rotura de la probeta mediante la

expresión:

sin ϕ = sin ρcos�ρ − ν� ⟹ sin ϕ = sin 31.17cos�31.17 − 15� ⟹ ϕ = 32.61˚

2º. La rotura de la probeta se produce con �� = 240 !"#; a la vez se verifica que: ��$ = 6 ⟹ �$ = 40 !"#

Calcularemos ahora el valor de las tensiones para ϕ = 32.61˚ mediante la expresión del círculo de Mohr

en el estado tensional de la probeta. Los valores de la posición del centro % y el radio & del círculo de

Mohr resultan:

% = �� + �$2 = 240 + 402 = 140 !"#

& = �� − �$2 = 240 − 402 = 100 !"#

Por tanto, el valor de las tensiones será:

' = % cos ϕ = 140 cos 32.61 ˚ = 84.24 !"#

� = & − % cos ϕ = 100 − 140 sin 32.61 ˚ = 86.11 MPa

Para determinar los parámetros � y , emplearemos la expresión paramétrica de la envolvente de Mohr

para el criterio de rotura de Hoek & Brown; por una parte:

'� = 1 − sin -tan - ⟹ � = '1 − sin -tan - = 84.241 − sin 32.61˚tan 32.61˚= 116.88 !"#

Por otro lado:

, = �1 − sin -�/2 sin/ - �1 + 2 sin -� − �� = �1 − sin 32.61˚�/

2 sin/ 32.61˚ �1 + 2 sin 32.61˚� − 86.11116.88 = 0.024


Conociendo el RMR del macizo se puede determinar el valor de 01 mediante la expresión:

, = 801/ 23435�11/6./ ⟹ 01 = 78, 23435�11/6./ = 7 80.024 2815�11/6./ = 8.26

Finalmente, el valor de la resistencia a compresión simple �9 se determinará por medio de la relación:

� = 01�98 23435�11/: ⟹ �9 = 8�0123435�11/: = 8 · 116.88

8.262815�11/: = 473.9 !"#

3º. Valor de 01:

01 = 8.26


EJERCICIO 14

1º. Ángulo de rozamiento de pico de la junta más desfavorable.

La junta más desfavorable, por el tamaño de la posible cuña inestable que genera, es la que arranca

desde la base de la trinchera. Vista en perfil, estaría representada por una recta trazada desde la base

formando 45˚ con el plano horizontal. El peso de la cuña por metro de longitud de trinchera es el

siguiente:

"9=ñ? = 12 �8 · 8�@AB9? = 32@AB9?

La longitud real de la junta, CD, y la tensión normal sobre la junta quedan:

CD = 8cos 45˚ = 11.31 0

�E = "9=ñ? cos 45˚CD = 2.0@AB9?

Calculamos los valores de JRC y JCS para la longitud real de la junta:

FGH = �9 = 20 !"#

FIGD = FIG JCD0.1K51.1/L3M = 10 J11.310.1 K51.1/·�1 = 3.88

FGHD = 20 JCD0.1K51.1$L3M = 20 J11.310.1 K51.1$·�1 = 4.84 !"#

Dado que las juntas están sanas NA = NO = 30˚. Cuando FIGD �9⁄ > 50, el ángulo de rozamiento de

pico viene dado por la expresión:

NR = NA + 1.7FIGD

La desigualdad antes formulada supone que:

�9 < FGHD50 = 4.8450 = 0.0968 !"#

Y dado que:

�9 = 2.0@AB9? ⟹ 2.0@AB9? < 0.0968 !"# ⟹ @AB9? < 0.0484 !"# = 48.4 TU0$

Esta límite superior de densidad de la roca se verifica de forma casi general; luego se puede asumir el

valor constante de NR: NR = NA + 1.7FIGD = 30 + 1.77 · 3.88 = 36.6˚


2º. Coeficiente de seguridad de la trinchera. La capacidad resistente de la junta a esfuerzo rasante,

según el criterio de Barton, es la siguiente:

'CD = �E tan NR CD = 2.0@AB9?CD tan 36.6˚

Por otra parte, la componente tangencial del peso de la cuña a lo largo de la junta:

�"V�9=ñ? = "9=ñ? sin 45˚ = 32@AB9? cos 45˚CD CD = �ECD = 2.0@AB9?CD

Tendremos pues que el coeficiente de seguridad de la junta será:

GH = 'CD�"V�9=ñ? = 2.0@AB9?CD tan 36.6˚2.0@AB9?CD = tan 36.6˚ = 0.743

3º. Supondremos que el anclaje forma un ángulo W con la normal al plano de la junta. El tal caso, el valor

de la resultante de las fuerzas normales a la junta, llamando X a la tensión del anclaje, queda:

YE = �ECD + X cos W = 2.0@AB9?CD + X cos W

Y por otra parte, la resultante de las fuerzas actuantes según la dirección de la junta queda (con

resultante desestabilizadora):

YZ = �"V�9=ñ? − X sin W = 2.0@AB9?CD − X sin W

Imponemos la condición del enunciado sobre el valor del coeficiente de seguridad:

GH = YEYZ tan NR = 2.0@AB9?CD + X cos W2.0@AB9?CD − X sin W tan 36.6˚ = 1.5 ⟹

1.5�2.0@AB9?CD − X sin W� = �2.0@AB9?CD + X cos W� tan 36.6˚ ⟹

−X�1.5 sin W + tan 36.6˚ cos W� + 3.0@AB9?CD − 2.0 tan 36.6˚ @AB9?CD = 0 ⟹

X = @AB9?CD�3.0 − 2.0 tan 36.6˚��1.5 sin W + tan 36.6˚ cos W�

Queremos obtener el valor mínimo de X para un determinado valor de W; derivamos por tanto la

expresión de X en función de W:

[X[W = − @AB9?CD�3.0 − 2.0 tan 36.6˚��sin W + tan 36.6˚ cos W�/ �1.5 cos W − tan 36.6˚ sin W�

Igualando a 0 la derivada se obtiene:

[X[W = 0 ⟹ �1.5 cos W − tan 36.6˚ sin W� = 0 ⟹ tan W = 1.5tan 36.6˚ = 2.02 ⟹

W = 63.66˚ que es independiente del valor de @AB9?.


Calculamos ahora el valor de la tensión en el anclaje, que sí depende del valor de la densidad, por lo que

supondremos @AB9? = 25 TU/0$:

X = @AB9?CD�3.0 − 2.0 tan 36.6˚��1.5 sin W + tan 36.6˚ cos W� = 255.87 TU0]

4º. Si la zanja se inunda, el peso efectivo de la cuña será:

"9=ñ? = 32�@AB9? − 10� = 32�25 − 10� = 480 TU

La resultante de las fuerzas normales a la junta:

YE = "9=ñ? cos 45˚ + X cos W = 480 cos 45˚ + 255.87 cos 63.66˚ = 452.94 TU



YZ = "9=ñ? sin 45˚ − X sin W = 480 sin 45˚ − 255.87 sin 63.66˚ = 110.11 TU

Por tanto, el nuevo coeficiente de seguridad resulta:

GH = YEYZ tan NR = 452.94110.11 tan 36.6˚ = 3.05

5º. Si el agua desciende forma súbita y no se produce drenaje a través de la junta, tendremos una

subpresión en la misma que no estará compensada por el empuje hidrostrático en la cara vertical de la

cuña. Esta subpresión no compensada es claramente desfavorable, pues reduce el valor de la tensión

normal en la junta. Se rige por una ley de tipo triangular y tiene un valor máximo en el arranque de la

trinchera, igual a:

%?AA?E^=_ = 8 0 · 10 TU0$ = 80 TU0/

En el borde superior de la junta la subpresión es nula, y por tanto la resultante de la ley triangular será:

H = 12 %?AA?E^=_CD = 12 80 · 11.31 = 452.4 TU

La resultante de las fuerzas normales a la junta (considerando como densidad para la roca @AB9? se tiene "9=ñ? = 800 TU):

YE = "9=ñ? cos 45˚ + X cos W − H = 800 cos 45˚ + 255.87 cos 63.66˚ − 452.4 ⟹

YE = 226.81 TU



YZ = "9=ñ? sin 45˚ − X sin W = 800 sin 45˚ − 255.87 sin 63.66˚ = 336.38 TU


Por tanto, el nuevo coeficiente de seguridad resulta:

GH = YEYZ tan NR = 226.81336.38 tan 36.6˚ = 0.5


EJERCICIO 15

1º. La rugosidad de la junta se puede relacionar con el valor del parámetro JRC. Para una junta tipo

ondulante rugosa, clasificada como R4, se estima un valor de JRC de 20, que se con corresponde una

longitud de la junta de 10 cm. El valor para la probeta, donde CD = 0.5 0, será:

FIGD = FIG JCD0.1K51.1/L3M = 20 J0.50.1K51.1/·/1 = 10.51

La dilatancia de pico, `E, se relaciona con el parámetro JRC de la roca, con su resistencia a compresión

simple, �9, y con la tensión normal actuante sobre la junta, �E, por medio de la expresión:

`E = FIGD2 log�1 �9�E = 10.512 log�1 500.3 = 11.67

2º. La junta crítica forma un ángulo de 25˚ con la horizontal, y su proyección sobre ésta es de 40 m; por

tanto, la longitud CD de la junta será:

CD = 40cos 25˚ = 44.19 0

Aplicando el factor de escala para JRC, obtenemos:

FIGD = FIG JCD0.1K51.1/L3M = 20 J44.190.1 K51.1/·/1 = 1.75

Dado que la junta no presenta alteración, se tiene:

FGH = �9 = 50 !"#

NA = NO = 30˚

Y para el tamaño real de la junta:

FGHD = FGH JCD0.1K51.1$L3M = 50 J44.190.1 K51.1$·/1 = 1.29 !"#

Para determinar el valor de la tensión normal actuante sobre la junta real, �E, es preciso calcular el peso

de la posible cuña inestable, que tiene forma triangular. Esta cuña se representa sombreada en la

siguiente imagen:


Se puede deducir calcular el área de la cuña como diferencia de las áreas de los triángulos rectángulos

mayor y menor que contiene la representación:

c9=ñ? = 12 40 · 40 − 12 40 · 40 · tan 25˚ = 426.95 0/

El peso de la cuña y el valor de la tensión normal en la junta debida al peso, ��E�d, resultan entonces:

"9=ñ? = c9=ñ?@AB9? = 426.95 · 25 = 10679 TU

��E�d = 10679 cos 25˚44.19 = 0.219 !"#

A lo largo de la junta, en una longitud CD, actúa una presión hidrostática (subpresión) que sigue una ley

triangular, máxima en el borde en contacto con el agua, de valor 5 0 · 10 eDfg = 50 eDfh, y mínima en el

borde opuesto, en el que se hace nula. Para estimar la tensión normal sobre la junta, supondremos que

la presión hidrostática sobre la misma actúa con un valor medio, ��E�ij:

��E�ij = 12 50 · 44.1944.19 = 0.025 !"#

Aun se tiene una tercera fuerza actuando sobre la cuña que es el empuje hidrostático en la pared

vertical de la misma, de valor total:

k = 12 5 · 5 · 10 = 125 TU0]

De la misma forma, supondremos que su componente normal a la junta, ��E�i_, reparte su efecto

tensional uniformemente: ��E�i_

��E�i_ = 125 sin 25˚44.19 = 0.00119 !"#

La tensión normal sobre la junta queda:

�E = ��E�d − ��E�ij − ��E�i_ = 0.219 − 0.025 − 0.00119 = 0.192 !"#

Se puede calcular ahora el ángulo de rozamiento de pico para junta:

NR = NA + FIGD log�1 FGHD�E = 30 + 1.75 log�1 1.290.192 = 31.44˚


3º. Descomponiendo todas las fuerzas que actúan sobre la cuña según el plano de deslizamiento de la

misma, se puede obtener el coeficiente de seguridad resultante de la acción de las fuerzas

estabilizadoras y desestabilizadoras. Fuerzas estabilizadoras (rozamiento):

Y_jV?Olhlm?ZBA?j = YABm?fl_EVB = �ECD tan NR = 0.192 · 44.19 tan 31.44˚ ·= 5.17 !U = 5170 TU

Fuerzas desestabilizadoras (empuje y peso):

YZ_j_jV?Olhlm?ZBA?j = k cos 25˚ + "9=ñ? sin 25˚ = 125 cos 25˚ + 10679 sin 25˚ = 4626.43 TU

El coeficiente se seguridad queda:

GH = Y_jV?Olhlm?ZBA?jYZ_j_jV?Olhlm?ZBA?j = 51704626.43 = 1.12

4º. Cuando se coloca un dren a una distancia n del pie del bloque, la subpresión en la junta mantiene la

forma triangular y el valor máximo, 50 eDfh, sigue estando en el borde en contacto con el agua. Ahora

bien, en este caso la subpresión se hace nula en el contacto del dren con la junta, de tal manera que la

longitud de la junta afectada por la misma deja de ser CD, y resulta ahora:

Co = 40 − ncos 25˚

que genera el siguiente empuje:

H = 12 50 40 − ncos 25˚

y una tensión normal sobre la junta:

��E�ij = 25�40 − n�cos 25˚44.19 = 0.625�40 − n� · 105$ !"#

La tensión normal sobre la junta es ahora:

�E = ��E�d − ��E�ij − ��E�i_ = 0.219 − 0.625 · 105$�40 − n� − 0.00119 =

0.192 + 0.000625n !"#

Por tanto, el ángulo de rozamiento de pico queda:

NR = NA + FIGD log�1 FGHD�E = 30 + 1.75 log�1 1.290.192 + 0.000625n

y las fuerzas estabilizadoras (las desestabilizadoras no varían):

Y_jV?Olhlm?ZBA?j = YABm?fl_EVB = �ECD tan NR =

�0.192 + 0.000625n�44.19 tan J30 + 1.75 log�1 1.290.192 + 0.000625nK 10$ TU


El coeficiente de rozamiento ha de valer un 10% más que el anterior, por tanto:

GH = 1.12 ∗ 1.10 = 1.232 = Y_jV?Olhlm?ZBA?jYZ_j_jV?Olhlm?ZBA?j =

�192 + 0.625n�9.55 · 105$ tan J30 + 1.75 log�1 1.290.192 + 0.000625nK

Realizando tanteos se llega al siguiente valor de n:

n = 31.3 0


EJERCICIO 16

El valor del índice RMR del macizo rocoso se obtiene a partir de la evaluación de 6 parámetros; 5 de

ellos son intrínsecos al macizo: resistencia a compresión simple de la roca intacta, RQD, espaciamiento

de las discontinuidades, características de las discontinuidades y condiciones hidráulicas. El sexto

parámetro depende de la orientación de las discontinuidades y del tipo de obra que se considere

(túneles, minas…); no disponemos de datos para evaluar este último parámetro. Para cada parámetro

de evaluación se define una puntuación; la suma de todos los puntos es el valor RMR. La siguiente tabla

resume la evaluación de los diferentes parámetros:

PARÁMETROS PUNTUACIÓN

Resistencia a compresión simple �9 = 100 !"# 10

RQD

20% 3

Separación de diaclasas

q� = �6 = 0.2 0, q/ = �$ = 0.33 0, q$ = �$ = 0.5 0

qf entre 0.2 y 0.6 m

10

Estado de las discontinuidades

Longitud

Gran persistencia 0

Apertura

Valor entre 0.2 mm y 0.5 mm 3

Rugosidad

Muy rugosas 6

Relleno

No existe relleno 6

Alteración

No están alteradas 6

Condiciones hidráulicas

Ligeramente húmedas 10

RMR 54


EJERCICIO 17

Datos:

• Número de expediente: 0085.

• Profundidad del techo del medio rocoso: r = sj = 5 + 5 = 10 0.

• Resistencia a compresión simple de la roca: I = �9 = 8 + 1 = 9 !"#.

• tHu ≈ I!I = 5n10 + 5 = 55% (se adopta el 5 como centena),

• Peso específico sumergido del medio aluvial arenoso y limoso muy suelto: @jx = 15 TU/0$.

• Peso específico sumergido del medio rocoso de tipo argilítico: @Ax = 20 TU/0$.

• Diámetro de la maquinaria de ejecución de los pilotes: y = 1 0.

1º. La carga de hundimiento por punta de un pilote sobre roca tiene la expresión:

&dd = ��Uz − ,�qz

donde:

• qz es el factor de forma, que oscila habitualmente entre 1.3 y 1.5 y satisface que qz ≥ 1.

Adoptaremos qz = 1 (criterio conservador).

• Uz es el factor de carga, que depende de ,, del factor de empotramiento |, de valor s3/y y

del factor adimensional ℎf∗ = ℎf/�, donde ℎf es la presión del terreno a la cota del punto

medio del tramo empotrado del pilote.

Los parámetros adimensionales � y , no dependen de la profundidad de empotramiento en roca del

pilote; se determinan con carácter general:

� = 01�98 23435�11/: = 4 · 98 2665�11/: = 0.902 !"#

, = 801/ 23435�11/6./ = 84/ 2665�11/6./ = 0.0838

Donde se ha adoptado 01 = 4 para argilitas (véase tabla).

PROFUNDIDAD DE EMPOTRAMIENTO DE 0 m:

Valor de ℎf:

ℎf = @jxsj = 15 · 10 = 150 TU0/ = 0.15 !"#

Valor de ℎf∗ :

ℎf∗ = ℎf� = 0.150.902 = 0.166


Para ℎf∗ ≤ 1 (carga pequeña) y | = 0, se puede obtener el valor de Uz mediante gráficos. Tenemos:

, = 0.01 ⟹ Uz = 12

, = 0.1 ⟹ Uz = 13

Interpolando para , = 0.0838:

Uz = 12 + 13 − 120.1 − 0.01 �0.0838 − 0.01� = 12.82

La carga de rotura queda por tanto:

&dd = ��Uz − ,�qz = 0.902�12.82 − 0.0838�1 = 11.49 !"#


Valor de ℎf:

ℎf = @jxsj + @Ax s32 = 15 · 10 + 20 22 = 170 TU0/ = 0.17 !"#

Valor de ℎf∗ :

ℎf∗ = ℎf� = 0.170.902 = 0.188


, = 0.01 ⟹ Uz = 17

, = 0.1 ⟹ Uz = 19


Uz = 17 + 19 − 170.1 − 0.01 �0.0838 − 0.01� = 18.64


&dd = ��Uz − ,�qz = 0.902�18.64 − 0.0838�1 = 16.74 !"#


Valor de ℎf∗ :

ℎf = @jxsj + @Ax s32 = 15 · 10 + 20 42 = 190 TU0/ = 0.19 !"#


Valor de

ℎf∗ = ℎf� = 0.190.902 = 0.211


, = 0.01 ⟹ Uz = 19.5

, = 0.1 ⟹ Uz = 23.5


Uz = 19.5 + 23.5 − 19.50.1 − 0.01 �0.0838 − 0.01� = 22.78


&dd = ��Uz − ,�qz = 0.902�22.78 − 0.0838�1 = 20.47 !"#

2º.

Porcentaje de beneficio obtenido al pasar de 0 a 2 m la profundidad de empotramiento:

16.74 − 11.4911.49 100 = 45.69%


22.78 − 11.4911.49 100 = 98.3%


22.78 − 16.7416.74 100 = 36.08%

3º. Adoptamos el nuevo RMR:

I!I = 552 = 27.5

Los nuevos parámetros � y , serán ahora:

� = 01�98 23435�11/: = 4 · 98 2/�.65�11/: = 0.338 !"#

, = 801/ 23435�11/6./ = 84/ 2/�.65�11/6./ = 0.0282


Y el valor de ℎf∗ para s3 = 0 0:

ℎf∗ = ℎf�s3 = 0 �� = 0.150.338 = 0.444


, = 0.01 ⟹ Uz = 15

, = 0.1 ⟹ Uz = 18


Uz = 15 + 18 − 150.1 − 0.01 �0.0282 − 0.01� = 15.61


&dd = ��Uz − ,�qz = 0.902�15.61 − 0.0838�1 = 14.0 !"#

4º.

Porcentaje de la carga a compresión simple que corresponde a la carga de hundimiento para | = 0:

11.499 100 = 128%


16.749 100 = 186%


22.789 100 = 253%


EJERCICIO 18

Datos:

• Número de expediente: 0085.

• Profundidad del techo del medio rocoso: r = so = 5 + 5 = 10 0.

• Resistencia a compresión simple de la roca: I = �9 = 8 + 1 = 9 !"#.

• tHu ≈ I!I = 5n10 + 5 = 55% (se adopta el 5 como centena),

• Peso específico sumergido del medio aluvial arenoso y limoso muy suelto: @jx = 15 TU/0$.

• Peso específico sumergido del medio rocoso de tipo argilítico: @Ax = 20 TU/0$.

• Diámetro de la maquinaria de ejecución de los pilotes: y = 1 0.

5º. Carga de hundimiento por fuste para profundidades de 10, 15 y 30 m en el tramo argilítico.

Expresión de la resistencia por fuste de un pilote empotrado en toca:

�� = �ys3�'�f∗

donde:

• s3: longitud de empotramiento en roca.

• � = f��: ; 0 = 0l2��g� .

• '�f∗ : resistencia media al corte a lo largo de la longitud de empotramiento.

El valor de '�f∗ se puede expresar a partir del ángulo de rozamiento interno de la roca al inicio (ρ�) y al

final (ρ�) de la longitud de empotramiento (véase el artículo Shaft resistence of a pile embedded in rock;

I.J. Rock Mechanics and Mining Sciences; Serrano & Olalla). La expresión es la siguiente:

'�f∗ = T�ρ�� − T�ρ��S�ρ�� − S�ρ��

donde:

H�� = 12 J1 − sin �sin � K/ �1 + 2 sin ��

X�� = cotan$ �3 − cotan/ �2 cos � + J1 − sin �2 K cos � + 12 ln �tan �2� − �2

Para determinar ρ� y ρ� se ha de aplicar el criterio de resistencia de Hoek & Brown a partir del valor de la

presión horizontal �i∗ al inicio y al final de la longitud de empotramiento. Se tiene que:

�i∗ = �1��∗

donde �1 representa el coeficiente de proporcionalidad (coeficiente de empuje) entre �i∗ y �i∗. �1

verifica la desigualdad:

�1 ≤ 1


Adoptaremos �1 = 1 con criterio conservador. Por otra parte, a lo largo de la longitud de

empotramiento (ℎ) se cumple que:

��∗ = @jxr� + @Axℎ�

siendo:

ℎl = 0

ℎ� = s3

En el siguiente extracto de una hoja de cálculo se resumen los cálculos de la resistencia por fuste

relativos a cada una de las tres longitudes de empotramiento propuestas.

Es decir:

��s3 = 10 0� = 12209 TU

��s3 = 15 0� = 20165 TU

��s3 = 30 0� = 50425 TU


6º. El porcentaje de beneficio obtenido al incrementar la profundidad de empotramiento se calculará

respecto de la menor longitud de empotramiento, esto es, s3 = 10 0. Se obtiene:

• Para 15 m de profundidad:

∆�� = /1�865�//1��//1� = 65.16%

• Para 30 m de profundidad:

∆�� = 61�/65�//1��//1� = 313%

7º. Para tHu ≈ I!I = 66/ = 27.5 % se tiene:

Es decir:

��s3 = 10 0� = 7653 TU

��s3 = 15 0� = 12871 TU

��s3 = 30 0� = 33132 TU


8º. Para comparar la carga de hundimiento con el valor de la resistencia a compresión simple,

calculamos previamente el valor de unitario de aquella. A partir de los valores de '�f∗ de la hoja de

cálculo , resulta:

&� = β'�f∗

&��s3 = 10 0� = 0.9021 · 0.4308 = 0.3889!"#

&��s3 = 15 0� = 0.9021 · 0.4744 = 0.4280 !"#

&��s3 = 30 0� = 0.9021 · 0.5931 = 0.5350 !"#

Se obtienen pues los siguientes porcentajes:

&��9 �s3 = 10 0� = 0.38899 = 4.32%

&��9 �s3 = 15 0� = 0.42809 = 4.75%

&��9 �s3 = 30 0� = 0.53509 = 5.94%

9º. Porcentajes de la carga de hundimiento por fuste respecto de la raíz cuadrad de la resistencia a

compresión simple:

&��9 �s3 = 10 0� = 0.3889√9 = 12.96%

&��9 �s3 = 15 0� = 0.4280√9 = 14.27%

&��9 �s3 = 30 0� = 0.5350√9 = 17.83%

Anejo. Tabla de valores de 0l:


EJERCICIO 20

1º.

La resistencia a compresión se puede correlacionar con la carga en punta PLT, uj�61�, mediante la

expresión:

�9 = �uj�61�

Dado que uj�61� es conocido, necesitamos determinar el valor de �. Se exponen a continuación distintas

referencias para la estimación de dicho valor:

• Según la ISRM (1985), se puede adoptar un � = 22 independientemente del tipo de roca.

• Romana (1996) establece una relación de � con el tipo de roca. Para un granito, clasificable

como roca ígnea compacta, adopta � = 20 − 25.

• Para un granito sano, Chang & Wong deducen � = 12.62 − 16.08.

La horquilla de valores de �, por tanto, va de 12.62 a 25; la correspondiente horquilla para el valor de la

resistencia a compresión simple resulta:

�9 = �uj�61� = �12.62 · 4.8 = 60.58 !"#25 · 4.8 = 120 !"# �

Los valores típicos de �9 para un granito sano son superiores a 300 !"#; para un granito meteorizado

se oscila entre 10 y 150 !"#. El valor obtenido en el ensayo PLT está pues por debajo del esperable

para un granito sano. No obstante, asumiendo este dato, adoptaremos un valor intermedio de �9:

�9 = 60.58 + 1202 = 90.29 !"#

2º. El valor del índice F� para las dos familias de defectos del macizo es el siguiente:

F� = 1qfl/

l¡�= 10.5 + 10.25 = 6

La ISRM propone la siguiente correlación empírica entre F� y RQD para F� ≥ 4.5:

I�y = 115 − 3.3F� = 95.2%


2º. El valor del índice RMR del macizo rocoso se obtiene a partir de la evaluación de 6 parámetros; 5 de

ellos son intrínsecos al macizo: resistencia a compresión simple de la roca intacta, RQD, espaciamiento

de las discontinuidades, características de las discontinuidades y condiciones hidráulicas. El sexto

parámetro depende de la orientación de las discontinuidades y del tipo de obra que se considere

(túneles, minas…); no disponemos de datos para evaluar este último parámetro. Para cada parámetro

de evaluación se define una puntuación; la suma de todos los puntos es el valor RMR. La siguiente tabla

resume la evaluación de los diferentes parámetros:

PARÁMETROS PUNTUACIÓN

Resistencia a compresión simple

A partir del ensayo de carga puntual: para uj�61� entre 4 y 10

MPA

12

RQD

Valor entre 90 y 100% 20

Separación de diaclasas

Para qf entre 0.2 y 0.6 m. 10

Estado de las discontinuidades

Longitud

Valor de persistencia > 20 0

Apertura

Valor entre 0.2 mm y 0.5 mm 3

Rugosidad

Valor de FIG1 = 20 se clasifica como muy rugosa 6

Relleno

No existe relleno 6

Alteración

No están alteradas 6

Condiciones hidráulicas

No existe agua freática 15

RMR 78


4º. De acuerdo con Hoek & Brown (1997), para un macizo:

01 = 33

Los parámetros 0, q, � y , resultan (se adopta y = 0 debido a la mínima alteración del macizo):

0 = 0123435�11/: = 2�:5�11/: = 15.04

q = 23435�11/6./ = 2�:5�11/6./ = 0.087

� = 01�98 = 33 · 90.298 = 169.75 !"#

, = 8q01/ = 8 · 0.08733/ = 0.003068

Mecanica Rocas 13 20

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