3 Guia Caracterizacion Geotecnica

Proyecto ICS-II, Área 4 GUÍAS GEOTÉCNICAS PARA UNA TRANSICIÓN DESDE RAJO ABIERTO A MINERÍA SUBTERRÁNEA

Actividad Principal 2:

GUÍAS GEOTÉCNICAS CARACTERIZACIÓN GEOTÉCNICA Abril 2003

CONTENIDO 1.

INTRODUCCIÓN

1

1.1.

Propósito

1

1.2.

Alcances

1

1.3.

Campo de Aplicación

1

2.

CONSIDERACIONES GENERALES

2

3.

REQUERIMIENTOS DE INFORMACIÓN

5

4.

TOPOGRAFÍA

8

5.

CARACTERIZACIÓN GEOLÓGICA

10

6.

CARACTERIZACIÓN ESTRUCTURAL

15

6.1.

Clases de Estructuras

15

6.2.

Descripción Cuantitativa de las Estructuras

19

6.2.1

21

6.3.

7.

Dominios Estructurales, Número de Sets y Orientación de las Estructuras

6.2.2

Espaciamiento de las Estructuras

24

6.2.3

Persistencia y Tipo de Término de las Estructuras

27

6.2.4

Rugosidad de las Estructuras

28

6.2.5

Apertura, Potencia y Características del Relleno

Patrón y Caracterización Estructural

CARACTERIZACIÓN GEOTÉCNICA

30

34

41

7.1.

Propiedades de la Roca “Intacta”

42

7.2.

Caracterización y Calificación Geotécnica del Macizo Rocoso

44

7.2.1

Método del Índice Q (Barton et al. (1974))

44

7.2.2

Método del Índice RMR (Bieniawski (1973))

46

7.2.3

Método del Índice MRMR (Laubscher (1975))

47

7.2.4

Método del Índice GSI (Hoek (1994))

49

7.2.5

Comentarios sobre los Métodos de Calificación Geotécnica

52

7.3.

Propiedades del Macizo Rocoso

54

7.4.

Propiedades de las Estructuras

56

7.4.1

57

7.4.

Resistencia al Corte

7.4.2

Resistencia en Tracción

64

7.4.3

Rigideces Normal y Tangencial

66

Comentarios sobre la Caracterización Geotécnica

72

8.

CARACTERIZACIÓN HIDROGEOLÓGICA

78

9.

ESTADO TENSIONAL IN SITU

83

10.

SISMICIDAD Y RIESGO SÍSMICO

88

11.

COMENTARIOS FINALES Y RESUMEN

90

12.

AGRADECIMIENTOS

94

13.

REFERENCIAS

95

C O N T E N I D O (continuación) 14.

ANEXOS

100

Anexo A: Método del Índice Q

101

Anexo B: Método del Índice RMR

108

Anexo C: Método del Índice MRMR

114

REALIZADO POR

CARGO

FIRMA

Germán Flores G.

Ingeniero Geotécnico

15.04.03

Antonio Karzulovic L.

Consultor Geotécnico

15.04.03

REVISADO POR

CARGO

Alex Calderón R.

Superintendente Ingeniería Geotécnica

APROBADO POR

CARGO

Roberto Fréraut C.

Gerente de Geología

FIRMA

FECHA

FECHA

15.04.03

FIRMA

FECHA

15.04.03

ICS-II, Tarea 4

1

GUÍAS GEOTÉCNICAS PARA UNA TRANSICIÓN DESDE RAJO ABIERTO A MINERÍA SUBTERRÁNEA CARACTERIZACIÓN GEOTÉCNICA

INTRODUCCIÓN 1.1 Propósito El propósito de este documento es servir como guía práctica para el desarrollo de la caracterización geotécnica que requiere un proyecto de transición desde rajo abierto a una minería subterránea por métodos de hundimiento.

1.2 Alcances Se desarrolla una breve discusión, con énfasis en los aspectos prácticos, de los procedimientos y requerimientos de una adecuada caracterización geotécnica, incluyendo consideraciones geológicas, estructurales, geotécnicas, hidrogeológicas, y de ingeniería. Se presentan métodos para la calificación y caracterización de los principales parámetros geotécnicos, y la información se resume en tablas y ábacos. Además, se incluyen ejemplos tomados de la práctica minera y, por si se requiere información de mayor detalle, se recomiendan referencias específicas para cada tema.

1.3 Campo de Aplicación Esta Guía de Caracterización Geotécnica se ha desarrollado específicamente para los requerimientos de un proyecto de transición desde rajo abierto a minería subterránea por métodos de hundimiento; sin embargo, también puede ser usada para caracterizaciones geotécnicas aplicadas a otro tipo de proyectos mineros u obras civiles. Conforme con lo anterior, esta guía está orientada a los siguientes usuarios:

Jefes de Proyecto (para control y revisión) Geólogos (como referencia y guía práctica) Ingenieros Geotécnicos (como referencia y guía práctica) Hidrogeólogos (como referencia)

1

ICS-II, Tarea 4

2


CONSIDERACIONES GENERALES Si bien una minería subterránea por métodos de hundimiento tiene un bajo costo de operación, la misma requiere de una fuerte inversión inicial, la que se ve fuertemente incrementada cuando se trata de una transición de minería a rajo abierto a una subterránea por métodos de hundimiento, por lo que es preciso definir correctamente los desarrollos que se requerirán los primeros años del proyecto (inversiones con un fuerte impacto en el VAN). Por otra parte, una vez desarrollado el layout minero para una minería de este tipo, no es fácil modificarlo para adaptarlo a otro método de explotación. Por lo tanto para una transición de rajo abierto a una minería subterránea por métodos de hundimiento resulta de fundamental importancia el evaluar correctamente la hundibilidad del macizo rocoso, su fragmentación, la forma en que se propagará el caving, y los eventuales siniestros geotécnicos que pudieran afectar esta minería. Esto sólo puede lograrse si se cuenta con una adecuada caracterización geológico-geotécnica del sector a explotar y su entorno; de modo de poder definir la geometría, las condiciones de borde, y las solicitaciones que definen el sector a evaluar, así como también las características que definen el comportamiento mecánico del macizo rocoso, incluyendo su hundibilidad y forma de “desarme” y fragmentación. Como se ilustra en el esquema de Figura 2.1, esto requiere el definir adecuadamente la topografía, la geología, la geología estructural, la hidrogeología, la geotecnia, la sismicidad y el riesgo sísmico, y el estado tensional in situ en el sector que interesa; el cual incluye, además del área a explotar, toda aquella zona perimetral a la misma que pueda tener alguna influencia en y/o ser afectada por la minería subterránea.

GEOLOGIA

GEOMETRIA DE SUPERFICIE Y SUBSUPERFICIE TOPOGRAFIA CONDICIONES DE BORDE

GEOLOGIA ESTRUCTURAL SOLICITACIONES GEOTECNIA

HIDROGEOLOGIA

PROPIEDADES HIDRAULICAS Y MECANICAS

SISMICIDAD Y RIESGO SISMICO


HUNDIBILIDAD, DESARME Y FRAGMENTACION

Figura 2.1: Esquema que muestra la influencia de la topografía, la geología, la geología estructural, la hidrogeología, la geotecnia, la sismicidad y el riesgo sísmico, y del estado tensional en los distintos aspectos a considerar en un proyecto de transición de rajo abierto a minería subterránea por métodos de hundimiento.

En Tabla 2.1 se resume la importancia relativa de estos distintos tipos de información para diferentes aspectos de un proyecto de transición de rajo a minería por métodos de hundimiento. En el caso particular de una transición de minería a rajo abierto a minería subterránea, además de lo indicado anteriormente, se deben considerar los siguientes factores: ∗ La topografía podría variar en el tiempo debido a la explotación del rajo, especialmente si se produce una interacción entre la minería a rajo abierto y la subterránea. ∗ El estado tensional in situ se ve afectado por la presencia del rajo.

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GEOLOGÍA

GEOLOGÍA ESTRUCTURAL

GEOTECNIA

HIDROGEOLOGÍA


SISMICIDAD Y RIESGO SISMICO

Tipo de Información

TOPOGRAFÍA

Tabla 2.1 IMPORTANCIA RELATIVA DE LOS DISTINTOS TIPOS DE INFORMACIÓN EN LOS DIFERENTES ASPECTOS DE UN PROYECTO DE TRANSICIÓN DE RAJO ABIERTO A MINERÍA SUBTERRÁNEA POR MÉTODOS DE HUNDIMIENTO

Ubicación infraestructura de superficie

H

L

M

M

M

L

L

Ubicación accesos a mina subterránea

H

L

M

M

M

L

L

L

L

L

L

Aspectos del Proyecto de Transición

H

(a)

Sistema de manejo de materiales

M

L

Método de explotación (variante)

M

H

H

M

L

M

M

Altura de bloque

H

M

H

M

L

H

H

Hundibilidad

L

H

H

M

M

H

L

Fragmentación

L

M

H

M

L

L

L

Malla de extracción

L

L

H (a)

M (b)

L

L

L

Distancias permisibles

L

M

M

H

L

H

H

Secuencia de desarrollo

L

M

M

H

L

H

H

Secuencia de minería

L

H

H

M

L

H

H

Layout y diseño minero

L

M

H

H

L

H

H

Sistemas de drenaje y despresurización

M

L

M

L

H

L

L

Tasas, estrategia y secuencia de socavación

L

M

H

M

L

M

H

Tasas y manejo de la extracción

L

L

L

L

L

L

H

L

H

L

Propagación del caving

H

H

H

Estabilidad de la infraestructura de superficie

H

L

M

M

L

L

M

Estabilidad de las labores subterráneas

L

M

H

H

L

H

H

Interacción rajo – mina subterránea

H

M

H

H

L

H

M

Colapsos

L

M

H

M

L

M

L

Estallidos de roca

M

H

H

M

L

H

H

Subsidencia

H

M

H

M

M

L

L

Infiltraciones y flujos de barro

H

M

H

L

H

L

L

Colgaduras

L

H

H

H

L

H

L

Siniestralidad Geotécnica

H

(c)

H

ALTA importancia relativa

(a) Depende de la fragmentación.

M

MEDIANA importancia relativa

(b) Por consideraciones de estabilidad de pilares se puede aumentar la malla.

L

BAJA importancia relativa

(c) Depende fuertemente del grado de fracturamiento.

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ICS-II, Tarea 4


∗ En zonas de pluviometría alta el rajo puede actuar como receptor-colector de aguas lluvia, aumentando el riesgo de infiltraciones a la mina subterránea. ∗ La periferia inmediata de las paredes del rajo puede presentar una menor calidad geotécnica debido al efecto de las tronaduras de producción. ∗ En aquellos casos en que se tendrá interacción entre las operaciones a rajo abierto y subterránea, la caracterización de la sismicidad deberá considerar las tronaduras de ambas operaciones.

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3


REQUERIMIENTOS DE INFORMACIÓN En un proyecto de transición de rajo abierto a minería subterránea los requerimientos de información relativa a la topografía, la geología, la geología estructural, la hidrogeología, la geotecnia, la sismicidad y el riesgo sísmico, y el estado tensional in situ en el sector que interesa, deben considerar no solo la escala local, sino que también una escala distrital que permita explicar la condición local, por ejemplo en lo que dice relación con el patrón estructural. La información geológica, estructural, hidrogeológica y geotécnica deberá presentarse en planos y secciones verticales a escalas adecuadas. En principio se considera conveniente el uso de las siguientes escalas: Escalas Distrital: 1:50.000 Escala Global: 1:10.000 Escala Mina: 1:5.000 Escalas de Detalle: 1:2.000 y 1:2.500 A escala local resulta muy importante el contar con información en un área de extensión suficiente como para permitir un análisis geotécnico adecuado. Sin perjuicio de que cada caso debe considerarse en forma particular, en Figura 3.1 se presentan criterios para definir la extensión de esta área en secciones verticales y en planta, donde: BC / LC

es el ancho / largo basal del área a hundir (footprint).

Hi

es la altura del bloque a explotar en el costado “i” del área a hundir.

∆ LPi / ∆ BPi

es, en un perfil longitudinal / transversal, la distancia horizontal entre el borde “i” del área a hundir y la cresta de la pared del rajo.

∆ LCi / ∆ BCi

es, en un perfil longitudinal / transversal, la distancia horizontal entre el borde “i” del área a hundir y la intersección con la superficie de una recta que pasa por este borde con una inclinación α, la cual define un límite aproximado para la zona de influencia de la cavidad generada por la extracción. En principio, puede suponerse que α es igual a 60o.

∆ Li / ∆ Bi

es, en un perfil longitudinal / transversal, la distancia horizontal entre el borde “i” del área a hundir y el límite de la zona mínima a caracterizar geológico-geotécnicamente.

∆Z

es la distancia vertical entre el piso del bloque a explotar y el límite de la zona mínima donde se requiere información para el análisis geotécnico

Los valores de ∆ Li, ∆ Bi y ∆ Z pueden calcularse como:

∆Li = 1.25 × max { ∆LCi , ∆LPi }

(3.1)

∆Bi = 1.25 × max { ∆BCi , ∆BPi }

(3.2)

∆Z = 0.5 × max { H1 , H 2 , H 3 , H 4 }

(3.3)

Otro aspecto importante dice relación con la calidad de la información, la cual se basa en la cantidad de sondajes geológicos, mapeos de superficie (afloramientos, bancos, etc.) y/o subsuperficie (piques y galerías de exploración), así como también en la posición de algunas fallas geológicas mayores reconocidas. Todo plano geológico, estructural, hidrogeológico o geotécnico se desarrolla en base a una cantidad limitada de información, por lo que requiere de interpretación y los contactos entre los entes geológicos (contactos litológicos, zonas de fracturamiento, bloques estructurales, etc.) son en mayor o menor medida inferidos. Esto puede dar un falso sentido de precisión si no se explicitan los límites de confiabilidad de la interpretación, de acuerdo a la calidad de la información disponible. Por lo tanto, se recomienda presentar la información como se muestra en el ejemplo de Figura 3.2, donde se usa color (o tramas) solamente en la zona donde la interpretación geológica (o estructural, o hidrogeológica, o geotécnica) se considera confiable, y se indica claramente que la interpretación más allá de esta zona tiene una incerteza asociada.

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A AREA MINIMA A CARACTERIZAR

∆ B1

B

B

∆ L2 FOOTPRINT

∆ L1

BC

LC

∆ B2

A (a) Planta AREA MINIMA A CARACTERIZAR

∆ LC1 ∆ LP1

∆ LP2 LC

∆ LC2

H1

H2

α

α

∆ L1

∆ L2

∆Z

(b) Sección longitudinal (B-B) AREA MINIMA A CARACTERIZAR

∆ BC1 ∆ BP1

∆ BC2 ∆ BP2 BC ∆Li = 1.25 × max { ∆LCi , ∆LPi } ∆Bi = 1.25 × max { ∆BCi , ∆BPi }

H3

H4

∆ B1

∆Z = 0.5 × max { H 1 , H 2 , H 3 , H 4 }

α

α ∆Z

∆ B2

(c) Sección transversal (A-A)

Figura 3.1: Definición del área mínima a caracterizar geológica y geotécnicamente en un proyecto de transición de rajo abierto a minería subterránea por métodos de hundimiento.

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SECTOR A EXPLOTAR POR CAVING

(a) Sección que no indica los límites de confiabilidad de la interpretación geológica, e induce a pensar que la calidad de la información es la misma en toda el área de la sección.

? ?

SECTOR A EXPLOTAR POR CAVING

?

?

?

?

?

(b) Sección que indica explícitamente los límites de confiabilidad de la interpretación geológica, y muestra claramente que la calidad de la información no es la misma en toda el área de la sección. Figura 3.2: Ejemplo de la forma en que se recomienda presentar la información geológica, estructural, hidrogeológica y geotécnica, indicando los límites donde la interpretación puede considerarse confiable.

Al respecto, resulta de mucha utilidad una estimación del posible error que podrían tener los contactos entre las distintas unidades geológicas. Esto depende de la calidad de la información disponible para cada caso particular, pero como guía puede considerarse lo siguiente: ∗ Generalmente el error en los contactos litológicos es menor que el asociado a la definición de límites para las distintas zonas de alteración. ∗ Interpretaciones realizadas en sectores donde no se disponía de sondajes han presentado errores, al ser contrastadas con la información resultante de la posterior ejecución de sondajes, de hasta 300 m (peor caso, zona de topografía abrupta). ∗ Interpretaciones basadas en información de “calidad aceptable” han presentado errores, al ser contrastadas con la información resultante de la posterior ejecución de sondajes, de unos 100 m. ∗ Interpretaciones basadas en información de “buena calidad” pueden presentar también errores, los que podrían alcanzar hasta unos 50 m. Mayores antecedentes respecto a la incerteza geológico-geotécnica y la confiabilidad de las interpretaciones geológicas, estructurales, hidrogeológicas y/o geotécnicas, y el potencial impacto de cambios en la condición geológico-geotécnica sobre los trabajos de ingeniería puede encontrarse en los trabajos de Fookes (1997), Kiersch & James (1991), Legget, R. F. (1979), y de Shackelford et al. (1996).

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TOPOGRAFÍA La topografía del área donde se ubica el yacimiento puede influir en forma importante en varios aspectos del proyecto minero: ∗ La ubicación y costo de la infraestructura de superficie. ∗ La ubicación y costo de los accesos a la mina subterránea. ∗ Las características hidrológicas del sector. ∗ El estado tensional in situ. ∗ La propagación del caving hasta su conexión a superficie, y la posterior evolución de la subsidencia generada por la minería subterránea. Por otra parte, en el caso de una transición de rajo abierto a minería subterránea, la topografía podría variar en el tiempo debido a la explotación del rajo, especialmente si se produce una interacción entre la minería a rajo abierto y la subterránea. En este caso la topografía deberá considerar la evolución del rajo, definida por el desarrollo de las expansiones operativas durante el periodo de interacción. Para cada proyecto minero en particular deberá contarse con adecuada información topográfica, presentada a escalas convenientes para los trabajos de ingeniería. En principio, como guía general, se recomienda lo siguiente: → Planos a escala distrital (1:50.000): Curvas de nivel cada 50 m. → Planos a escala global (1:10.000): Curvas de nivel cada 20 o 25 m. → Planos a escala mina (1:5.000): Curvas de nivel cada 10 m. → Planos a escala de detalle (1:2000 y 1:2.500): Curvas de nivel cada 5 m. Por otra parte, en el sector del rajo abierto la topografía queda definida por la altura de banco (típicamente de 10 a 18 m, en el caso de bancos simples, y de 20 a 36 m en el caso de bancos dobles). En Figura 4.1 se muestra un ejemplo de un mapa para un proyecto minero con curvas de nivel cada 16 m, definidas de acuerdo a la altura de banco. Finalmente, es conveniente señalar que en las secciones verticales deberá ocuparse la misma escala en la vertical y en la horizontal (el uso de escalas diferentes en ambos ejes puede inducir a errores de interpretación).

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Figura 4.1: Mapa topográfico a escala mina para un proyecto de minería a rajo abierto, con curvas de nivel cada 16 m, definidas de acuerdo a la altura de los bancos. La cuadrícula es de 500 m × 500 (cortesía División Andina de Codelco).

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CARACTERIZACIÓN GEOLÓGICA La caracterización geológica debe permitir no solo definir la geometría de subsuperficie, en lo que dice relación con los contactos entre los diversos entes geológicos, sino también permitir una definición de los distintos tipos de unidades geotécnicas básicas que aparecen en el área de interés. Durante el desarrollo del Estudio de Benchmarking que conformó la primera tarea de este trabajo, se identificaron varias minas que actualmente operan a rajo abierto pero que en su planificación de mediano-largo plazo consideran una transición a minería subterránea por métodos de hundimiento (en los próximos 10 a 15 años), y explotan yacimientos masivos denominados pórfidos cupríferos. Los depósitos de pórfidos cupríferos han sido generados por procesos de mineralización y alteración que no solo definen el cuerpo mineralizado, sino que también afectan las rocas de caja. Uno de los modelos utilizados para describir este tipo de depósitos es el de Lowell & Guilbert (1970), el cual define cuatro zonas de alteración que típicamente se ubican como zonas coaxiales concéntricas (frecuentemente incompletas) al stock porfídico: Zona Potásica:

(no siempre presente) se caracteriza por la presencia de ortoclasa secundaria, biotita y clorita; minerales secundarios que reemplazan la ortoclasa primaria, la plagioclasa y los minerales máficos de la intrusión. Esta zona también puede contener anhidrita y, en general, presenta un cuerpo central de baja ley, donde aparece clorita y sericita.

Zona Cuarzo-Sericítica: se caracteriza por la presencia de cuarzo, sericita y pirita (con cantidades menores de clorita e illita). En su parte interior predomina la sericita, pero hacia su exterior se hacen más conspicuos los minerales de arcilla. Su contacto con la zona potásica es gradacional (decenas de metros). Típicamente presenta el mayor desarrollo de pirita diseminada y en vetillas. Zona Argílica:

(no siempre presente) se caracteriza por la presencia de minerales arcillosos, predominando el caolín en la vecindad del cuerpo mineralizado, y la montmorillonita lejos de éste. La pirita es común (usualmente en vetillas), pero menos abundante que en la zona cuarzo-sericítica. A veces parece haberse formado tardíamente y superpuesto a las otras zonas (Beaufort & Meunier (1983)).

Zona Propilítica:

corresponde a la zona de alteración más externa, y se caracteriza por la presencia epidota, calcita, clorita y carbonatos, además de pirita y óxidos de hierro. Con menos frecuencia aparece también montmorillonita y zeolita.

En forma similar a la alteración, la mineralización hipógena también tiende a ocurrir en zonas concéntricas. Usualmente aparece una zona central de baja ley, con pirita, calcopirita y molibdenita. En la medida que aumenta la distancia desde esta zona central se produce, primero, un aumento de la molibdenita y, luego, de la calcopirita; en la medida que se penetra en el cuerpo mineralizado. La mineralización más importante es en vetillas, y la presencia de pirita se hace más intensa, formándose un halo periférico rico en pirita (típicamente 10% a 15%), y con contenidos menores de calcopirita y molibdenita. El cuerpo mineralizado típicamente presenta una relación espacial con las zonas de alteración que afectan la roca de caja, con las mejores leyes de cobre ubicándose en las zonas de alteración potásica y cuarzo-sericítica. Usualmente la zona de alteración argílica no presenta mineralización, y ésta es débil en la zona de alteración propilítica. Además de la mineralización hipógena, los pórfidos cupríferos presentan también alteración supérgena que define una zona de enriquecimiento secundario. Este proceso depende de la disponibilidad de agua y pirita y/o calcopirita (para producir soluciones ácidas), las características de la roca de caja (rocas demasiado básicas producen un débil enriquecimiento secundario), y las tasas de exposición y erosión.

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DISCONTINUIDADES ABIERTAS DISCONTINUIDADES SELLADAS

ZONA LIXIVIADA

AMBIENTE SECUNDARIO


AMBIENTE PRIMARIO

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ZONA DE ENRIQUECIMIENTO SECUNDARIO ZONA DE ALT. POTASICA ZONA DE ALTERACION CUARZO-SERICITICA ZONA DE ALT. ARGILICA ZONA DE ALT. PROPILITICA ROCA ESTERIL

Modelo de Lowell & Guilbert (1970)

ZONA LIXIVIADA ZONA DE ENRIQUECIMIENTO SECUNDARIO ALT. ARGILICA ALT. QUARZO-SERICITICA ALT. PROPILITICA/POTASICA AUMENTA

LA

RESISTENCIA

DE

LA

ROCA

“I N T A C T A”

Figura 5.1: Esquema de un ejemplo de modelo geológico para un pórfido cuprífero, y su relación con el modelo geotécnico del mismo (este ejemplo se basa en el modelo de Lowell & Guilbert (1970)).

Todo lo anterior se traduce en que los depósitos de pórfidos cupríferos presentan una “zonificación” relativamente bien definida: ∗ Materiales de superficie. ∗ Zona lixiviada (óxidos). ∗ Zona de enriquecimiento secundario (mineralización secundaria o supérgena). ∗ Zona de enriquecimiento primario (mineralización hipógena). Esto se ilustra en el esquema de Figura 5.1 y no solo corresponde a una zonificación geológica sino que también geotécnica, ya que: ∗ La roca de la zona de mineralización secundaria, comúnmente denominada “roca secundaria”, presenta discontinuidades abiertas y ha sido afectada por el flujo de aguas. ∗ La roca de la zona de mineralización primaria, comúnmente denominada “roca primaria”, no presenta discontinuidades abiertas (éstas están selladas con distintos tipos de relleno) y no ha sido afectada por el flujo de aguas. ∗ La roca primaria es mucho menos permeable que la roca secundaria, por lo que frecuentemente el contacto primario-secundario define un límite impermeable. ∗ La frontera entre las zonas propilítica y cuarzo-sericítica típicamente presenta un mayor grado de fracturamiento, especialmente si aparece una zona argílica. ∗ Diferentes tipos de mineralización y alteración afectan de distinta forma las propiedades geomecánicas de un mismo tipo litológico, como se ilustra en el ejemplo de Figura 5.2. ∗ Para una misma litología, mineralización y alteración, las propiedades geomecánicas suelen depender del grado de alteración (ver casos de alteración cuarzo-sericítica en Figura 5.2).

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RESIST. COMP. UNIAXIAL, UCS (MPa)

140

PORFIDO ESTE MINA CHUQUICAMATA 120

100

80

60

40

20

0 CUARZO -S ERICITICA FUERTE

CUARZO-SERICITICA MO DERADA

CLORITICA

POTASICA

TIPO DE ALTERACION

Figura 5.2: Efecto de distintos tipos de alteración sobre la resistencia en compresión uniaxial de probetas del pórfido Este de Mina Chuquicamata (cortesía División Codelco Norte).

Por lo tanto debe haber concordancia entre el modelo geotécnico y el modelo geológico, ya que el modelo geológico resultante de la exploración (utilizado para definir la distribución de leyes y el modelo de bloques) corresponde al primer o más global modelo geotécnico del yacimiento. Por lo tanto, toda la exploración geológica propiamente tal puede, y debe, ser aprovechada para el desarrollo del modelo geotécnico. Además, la presencia de fallas geológicas de carácter regional (e.g. como la Falla Oeste de Mina Chuquicamata) puede inducir una alteración de tipo tectónico en la roca adyacente, como se ilustra en el ejemplo de Fotografía 5.1. Conforme con todo esto, puede señalarse que la caracterización geológica para un proyecto de transición de rajo abierto a minería subterránea por métodos de hundimiento debe incluir lo siguiente: (1)

LITOLOGÍA: ⊗ Descripción breve de la geología regional que explica los tipos de roca que aparecen en el área de interés. ⊗ Descripción breve de cada tipo de roca, con énfasis en sus características típicas como material pétreo (dureza, degradabilidad, etc.). Debe evitarse el uso de nombres locales (e.g. “albitófiro”) y/o genéricos (e.g. “óxidos superiores”), ya que el uso de denominaciones geológicas internacionalmente aceptadas facilita la caracterización geotécnica. ⊗ Planos y secciones verticales que muestren la disposición espacial de los distintos tipos litológicos, e indiquen claramente la extensión del área donde la interpretación geológica es menos confiable (ver Figura 3.2). ⊗

(2)

Estimación del posible error en la posición de los contactos litológicos (e.g. ± 50 m).

MINERALIZACIÓN: ⊗ Descripción breve de los tipos de mineralización que afectan a las rocas en el área de interés, con énfasis en sus posibles efectos sobre las características típicas de estas rocas (por ejemplo, un aumento de dureza respecto a la roca fresca o sin mineralización). ⊗ Planos y secciones verticales que muestren la disposición espacial de las zonas con distintos tipos de mineralización, e indiquen claramente la extensión del área donde la interpretación geológica es menos confiable.

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Fotografía 5.1: Efecto de la Falla Oeste de Mina Chuquicamata sobre la granodiorita Fortuna cercana a la misma (zona de cizalle), la cual muestra microfracturas rellenas con arcilla (40X, polarizada, cortesía División Codelco Norte).

⊗

(3)

(4)

Estimación del posible error en la posición de los límites de las zonas de mineralización definidas en los planos (e.g. ± 75 m).

ALTERACIÓN: ⊗ Descripción breve de los tipos de alteración que afectan a las rocas en el área de interés, con énfasis en sus posibles efectos sobre las características típicas de estas rocas (por ejemplo, un aumento en el contenido de minerales arcillosos). ⊗ Planos y secciones verticales que muestren la disposición espacial de las zonas con distintos tipos de alteración, e indiquen claramente la extensión del área donde la interpretación geológica es menos confiable. ⊗ Si es necesario, se deberá subdividir un mismo tipo de alteración para indicar diferentes intensidades de la misma (por ejemplo, considerando que la intensidad de la alteración cuarzo-sericítica puede ser leve, moderada o fuerte). ⊗ Estimación del posible error en la posición de los límites de las zonas de alteración definidas en los planos (e.g. ± 75 m). CONTACTO PRIMARIO-SECUNDARIO: Descripción breve del tipo de contacto, indicando si éste esta bien definido o si presenta una zona de transición. En este último caso puede resultar necesario subdividir la zona secundaria en un secundario propiamente tal, o “sensu strictu”, y un secundario de transición o más masivo. ⊗ Planos y secciones verticales que muestren la disposición espacial del contacto primariosecundario, e indiquen claramente la extensión del área donde la interpretación geológica es menos confiable. En Figuras 5.3 y 5.4 se muestran ejemplos de la representación del contacto primario-secundario. ⊗ Estimación del posible error en la posición del contacto primario-secundario definida en los planos (e.g. ± 50 m). ⊗

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III Panel

Figura 5.3: Curvas de nivel (cada 10 m) del contacto primario-secundario en el sector de la Mina Río Blanco, donde se muestra también el footprint del III Panel (en azul el Nivel 16, y en negro el Nivel 16½). Nótese que hay zonas “en blanco” donde la información es insuficiente (cortesía División Andina de Codelco).

4000 m.s.nm.

3500 m.s.nm.

3000 m.s.nm.

Figura 5.4: Sección vertical que muestra la posición del contacto primario-secundario (en color rojo), en el Sector Don Luis (cortesía División Andina de Codelco).

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6


CARACTERIZACIÓN ESTRUCTURAL La caracterización estructural es quizás el aspecto más importante de la caracterización geológicogeotécnica para un proyecto de transición de rajo abierto a minería subterránea por métodos de hundimiento (ver Tabla 2.1); ya que no solo debe permitir definir las estructuras mayores, los dominios estructurales y su patrón estructural, sino que también resulta esencial para definir la fragmentación, e influye en la evaluación de la hundibilidad y la propagación del caving. Resulta de fundamental importancia comenzar con la geología estructural a nivel distrital, para poder definir las macro-tendencias estructurales que explican el patrón estructural propio del sector que interesa, ya que de lo contrario puede resultar difícil comprenderlo y poder definir adecuadamente los distintos dominios estructurales propios de este sector. De hecho, los límites de los dominios estructurales definidos a escala mina deben corresponder a entes geológicos (contactos litológicos, estructuras principales, etc.), y el patrón estructural definido a esta escala debe poder explicarse en términos de la geología estructural distrital. Si lo anterior no se cumple, debe suponerse que la caracterización estructural presenta deficiencias, y la misma debe ser revisada. En la práctica suele ser conveniente que los geólogos a cargo de la caracterización estructural cuenten con la asesoría de un experto en geología estructural para lograr esta caracterización global, que permite explicar la condición imperante en el sector que interesa.

6.1 Clases de Estructuras Desde un punto de vista práctico conviene dividir las estructuras según su escala o “tamaño”, y considerar las siguientes clases de estructuras: Estructuras Principales: Corresponden a las estructuras geológicas más importantes y conspicuas a escala mina, tales como fallas geológicas distritales o incluso regionales. Afectan toda o parte importante de la mina o sector productivo; por lo que todas y cada una de ellas deben ser consideras en forma individual en los análisis y evaluaciones geotécnicas. En Fotografía 6.1 se muestra un ejemplo de este tipo de estructuras, las cuales pueden influir fuertemente en: La propagación del caving. La secuencia de minería. La estabilidad de las labores subterráneas. La estabilidad de los taludes del rajo y la infraestructura de superficie. La eventual ocurrencia de siniestros geotécnicos. La evolución de la subsidencia generada por la minería subterránea. Típicamente tienen las características siguientes:

▫ Trazas de cientos de metros a kilómetros. ▫ Potencias decimétricas a métricas (es frecuente que la potencia disminuya con la profundidad).

Fotografía 6.1: Traza de la Falla N1 en el Sector Ten Sub 6 de Mina El Teniente (Karzulovic et al. (2001)).

▫ Rellenos que contienen salbanda arcillosa. ▫ Definen una zona de roca fracturada en su entorno. En el caso de fallas geológicas regiona-

les esta zona puede llegar a tener una potencia importante ( > 100 m, e.g. zona de cizalle de la Falla Oeste de Mina Chuquicamata); pero también puede ser poco importante en el caso de fallas geológicas en roca primaria profunda ( < 1 m, e.g. Falla N1 de Mina El Teniente).

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Fotografía 6.2: Estructuras mayores en la Pared SW del Rajo Sur Sur, Dominio Estructural D2 (cortesía División Andina de Codelco).

Estructuras Mayores: Corresponden a estructuras geológicas pertenecientes a una misma familia o set estructural y que tienen trazas suficientemente largas como para afectar varias labores subterráneas, o a lo menos un talud interrampa (e.g. estructuras del Sistema Chuco en Mina Chuquicamata). Debido a su extensión, estas estructuras deben ser explícitamente incluidas en los análisis y evaluaciones geotécnicas. En Fotografía 6.2 se muestra un ejemplo de este tipo de estructuras, las cuales pueden influir en: La propagación del caving. La secuencia y estrategia de socavación. La estabilidad de las labores subterráneas. La estabilidad de los taludes del rajo y la infraestructura de superficie. La eventual ocurrencia de siniestros geotécnicos. La evolución de la subsidencia generada por la minería subterránea. Estas estructuras mayores típicamente tienen las características siguientes:

▫ Trazas de cientos de metros. ▫ Potencias centimétricas a decimétricas. ▫ Rellenos que a veces contienen salbanda arcillosa. Estructuras Intermedias: Corresponden a estructuras geológicas pertenecientes a una misma familia o set estructural y que tienen trazas tales que cortan completamente una labor subterránea pero no afectan a más de dos calles, o bien afectan completamente a un banco doble pero difícilmente afectan a más de dos bancos dobles. Son mucho más comunes que las estructuras mayores y, dada su extensión, pueden ser tratadas en forma probabilística e incluidas implícitamente en los análisis y evaluaciones geotécnicas. En Fotografías 6.3 y 6.4 se muestran ejemplos de este tipo de estructuras, las cuales pueden influir en: La resistencia y deformabilidad del macizo rocoso. La hundibilidad del macizo rocoso. La fragmentación del macizo rocoso.

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Fotografía 6.3: Estructura intermedia (plano de vetilla con abundante sericita y calcopirita) en Calle 6, Sector Ten Sub 6 de Mina El Teniente (Karzulovic et al. (2001)).

Fotografía 6.4: Estructuras intermedias en un banco de la mina Cadia Hill (cortesía de Cadia Hill Mine, Newcrest).

La propagación del caving (localmente). La estrategia de socavación (localmente). La estabilidad de las labores subterráneas. La estabilidad de los taludes del rajo. Estas estructuras intermedias típicamente tienen las características siguientes:

▫ Trazas en el rango de 5 a 50 m. 17

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▫ Potencias milimétricas a centimétricas. ▫ Rellenos que rara vez contienen salbanda arcillosa. En roca secundaria muchas veces estas

estructuras presentan pátinas de limonita, lo que disminuye notoriamente su resistencia. En roca primaria los materiales de relleno pueden ser de resistencia alta o similar a la de la roca de caja (e.g. cuarzo, cuarzo-turmalina, etc.), de resistencia media o menor que la de la roca de caja (e.g. calcopirita-anhidrita, etc.), o de resistencia baja o mucho menor que la de la roca de caja (e.g. carbonatos, molibdenita, sericita, etc.).

Estructuras Menores: Corresponden a estructuras geológicas, típicamente vetillas selladas, pertenecientes a una misma familia o set estructural y que tienen trazas tales que no alcanzan a cortar completamente una labor subterránea, o bien no alcanzan a afectar completamente a un banco simple en una mina a rajo abierto. Son mucho más comunes que las estructuras intermedias, y dada su extensión deben ser tratadas en forma probabilística e incluidas implícitamente en los análisis y evaluaciones geotécnicas. En Fotografías 6.5 y 6.6 se muestran ejemplos de este tipo de estructuras, las cuales pueden influir en: La resistencia y deformabilidad del macizo rocoso. La hundibilidad del macizo rocoso. La fragmentación del macizo rocoso. La tasa de propagación del caving. Estas estructuras menores típicamente tienen las características siguientes:

▫ Trazas en el rango de 0.5 a 5 m, con predominio de los valores menores que 2 m. ▫ Potencias milimétricas. ▫ Rellenos que pueden presentar distintos grados de resistencia. En roca secundaria estos

rellenos usualmente son más débiles que la roca de caja (yeso, especularita, molibdenita, etc.). En roca primaria los materiales de relleno pueden ser de resistencia alta o similar a la de la roca de caja (e.g. cuarzo, cuarzo-turmalina, etc.), de resistencia media o menor que la de la roca de caja (e.g. calcopirita-anhidrita, etc.), o de resistencia baja o mucho menor que la de la roca de caja (e.g. carbonatos, molibdenita, sericita, etc.).

Fotografía 6.5: Estructuras menores en roca dura, Lift 1 de la mina Northparkes (cortesía de Northparkes Mine).

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Fotografía 6.6: Stockwork con predominio de vetillas de cuarzo, sin halo de alteración (ambiente tardimagmático), en las andesitas de Mina El Teniente (Karzulovic et al. (2001)).

Sin perjuicio de las cuatro clases de estructuras antes reseñadas, es también conveniente indicar en cada caso el tipo de estructura según su génesis (denominación geológica), ya que muchas veces esto aporta información útil para la caracterización geotécnica. Para este propósito se recomienda considerar los tipos que se presentan en Tabla 6.1. Mayores antecedentes respecto a los diferentes tipos de estructuras según su génesis pueden encontrarse en los trabajos de Blyth & de Freitas (1984), Goodman (1993), Hobbs et al. (1976), Priest (1993), y de Ramsay & Huber (1987).

6.2 Descripción Cuantitativa de las Estructuras En los métodos sugeridos por la ISRM1 para la descripción cuantitativa de discontinuidades en macizos rocosos se reseñan 10 parámetros que es preciso describir para lograr este tipo de caracterización (Brown (1981)). Estos parámetros se ilustran en el esquema de Figura 6.1, y son los siguientes: (1) Número de sets o sistemas de estructuras que aparecen en el macizo rocoso. (2) Orientación de cada set (definida por valores característicos del manteo y de la dirección de manteo). (3) Espaciamiento entre estructuras de una misma familia o set estructural (puede ser verdadero si se mide en la dirección normal al plano de las estructuras, o aparente si se mide en otra dirección). (4) Persistencia o extensión de las estructuras de cada set. (5) Rugosidad de las estructuras de cada set. (6) Apertura (estructuras abiertas) o potencia (estructuras selladas) de las estructuras de cada set. (7) Tipo(s) de relleno(s) presente(s) en las estructuras de cada set.

1

Sociedad Internacional de Mecánica de Rocas.

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Tabla 6.1 TIPOS DE ESTRUCTURAS GEOLÓGICAS SEGÚN SU GÉNESIS Clave

Denominación

Descripción

J

Juntas Diaclasas

Discontinuidades asociadas a grietas o fracturas en la roca, a lo largo de las cuales ha habido poco o ningún desplazamiento. En la práctica la denominación Junta o Diaclasa se aplica solo al (a) (b) caso de discontinuidades repetitivas y penetrativas .

V

Vetillas

Juntas, diaclasas u otro tipo de discontinuidades selladas con uno o más materiales de relleno (no necesariamente más débiles que la roca de caja).

FP

Planos de Foliación

Discontinuidad presente en rocas metamórficas plegadas, que puede estar asociada a la estratificación de la roca original, presencia de minerales laminares, u orientación preferencial de algunos minerales.

SP

Planos de Esquistosidad

Planos de foliación en esquistos u otras rocas, asociados a la presencia de minerales planos, usualmente micas.

B

Planos de Estratificación

Discontinuidades definidas por cambios en uno o más factores (tamaño y/u orientación de los clastos, mineralogía, química, etc.), durante la depositación de rocas estratificadas. Usualmente los planos de estratificación son paralelos entre sí, incluso cuando han sufrido plegamientos.

F

Fallas

Discontinuidad asociada a un plano de falla por corte que muestra claros signos de movimientos diferenciales en el macizo rocoso, en cualquiera de sus cajas. En la práctica se considera que la (c) estructura es una Falla solamente si el movimiento diferencial es mayor que 5 cm .

FZ

Zona de Falla

SZ

Zona de Cizalle

(a) (b) (c)

Zona donde ocurre un grupo de fallas paralelas, y poco espaciadas entre sí. Zona asociada a una falla (o delimitada por dos fallas) que muestra en su interior bloques con desplazamientos relativos entre sí, pero no así fallas visibles.

Discontinuidades REPETITIVAS son aquellas que aparecen numerosas veces en el tramo considerado. Discontinuidades PENETRATIVAS son aquellas que, en el tramo considerado, aparecen manteniendo el mismo patrón de orientación y espaciamiento. Brown (2002) indica que Harries (2001) recomienda considerar un desplazamiento relativo igual o mayor que 0.01 m (1 cm) para definir una discontinuidad geológica como falla; sin embargo, observaciones de terreno en el macizo rocoso primario de Mina El Teniente hacen aconsejable aumentar este valor umbral a 0.05 m (5 cm), para facilitar el mapeo en terreno.

Figura 6.1: Esquema ilustrativo de los parámetros que describen las estructuras presentes en el macizo rocoso (tomado de Hudson (1989)).

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(8)

(9) (10)

Resistencia de la roca de caja para cada set de estructuras (si bien el tipo de roca puede ser el mismo, distintos sets de estructuras pueden presentar distintas características de alteración, afectando de diferente forma a la roca de caja). Características de la percolación de aguas observada en las estructuras de cada set. Tamaño de los bloques que definen las estructuras en el macizo rocoso.

Obviamente esto engloba una caracterización estructural-geotécnica, ya que desde un punto de vista práctico puede considerarse que los siete primeros parámetros están asociados a una caracterización estructural (se tratan en esta Sección), mientras que los tres últimos están más bien asociados a una caracterización geotécnica (se tratan en la Sección 7).

6.2.1 Dominios Estructurales, Número de Sets y Orientación de las Estructuras La definición del número de sets o sistemas de estructuras esta relacionada directamente con la definición de la orientación de cada set; lo cual se hace analizando la información estructural mediante proyecciones estereográficas, para representar cada estructura (plano) por un punto (polo) y luego, mediante técnicas, estadísticas analizar los “clusters” o “agrupaciones” de polos y definir así los sets o sistemas principales (claramente predominantes o más conspicuos) y los sets o sistemas secundarios (o menos frecuentes). El uso de proyecciones estereográficas para este propósito es descrito por Attewell & Farmer (1979), Goodman (1976), Hoek & Bray (1981), Hoek & Brown (1980), y Priest (1993). En la práctica se utilizan programas computacionales para este análisis e interpretación de la información estructural. Existen varios programas de este tipo comercialmente disponibles, pero actualmente quizás el más utilizado sea DIPS (Rocscience Inc. (1999)). Al analizar la información estructural mediante proyecciones estereográficas con este tipo de software conviene considerar lo siguiente: En la práctica de la geología geotécnica se ha hecho común el uso de proyecciones equiangulares con proyección en el hemisferio inferior, por lo que se recomienda este método. Para definir los “clusters” de polos se emplean comúnmente las distribuciones de Schmidt o de Fisher. Cuando la cantidad de datos es suficientemente grande ambas distribuciones producen contornos muy similares; sin embargo, cuando la cantidad de datos es limitada la distribución de Schmidt produce contornos algo irregulares y puede inducir a errores, ya que cada dato se considera totalmente preciso y cualquier error se acentúa. Por lo tanto, se recomienda preferir la distribución de Fisher. Para definir los contornos de concentración de polos es preciso definir el tamaño del círculo de conteo, usualmente como un porcentaje del área del hemisferio. Resulta recomendable limitar el tamaño del circulo de conteo al rango 1.0% a 2.5%, y en principio se recomienda considerar 1% como el tamaño más adecuado. Cuando la superficie de mapeo es normal al plano de las estructuras de un determinado set o familia estructural, éstas aparecen con su frecuencia propia, λ. Cuando esta condición no se cumple y la normal al plano de mapeo forma un ángulo ξ con el plano de las estructuras, éstas aparecen con una frecuencia aparente, λa , mayor que su frecuencia propia o verdadera, dada por (Terzaghi (1965)):

λa = λ sin ξ

(6.1)

Esto induce un sesgo, por lo que se recomienda considerar la corrección de Terzaghi al definir los “clusters” de polos, como se ilustra en el ejemplo de Figura 6.2.

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(a) Contornos de concentración de polos sin considerar la corrección de Terzaghi.

(b) Contornos de concentración de polos considerando la corrección de Terzaghi Figura 6.2: Efecto de la corrección de Terzaghi en la definición de los contornos de concentración de polos de estructuras intermedias (juntas, diaclasas y vetillas) mapeadas en un dominio estructural de una mina (programa DIPS (Rocscience Inc. (1999)).

Si bien cualquier interpretación depende de la cantidad y calidad de los datos, en principio puede considerarse que “clusters” con concentraciones mayores que 5% serían muy significativos (estarían asociados a estructuras bastante frecuentes), y “clusters” con concentraciones menores que 3% serían poco significativos (estarían asociados a estructuras poco frecuentes). La definición de la cantidad de datos necesaria y suficiente para lograr una adecuada representación del patrón estructural requiere bastante experiencia y depende de cada caso en particular; sin embargo, Hoek & Bray (1981) se basan en Stauffer (1966) y proponen la metodología que se muestra en Figura 6.3 como una primera guía para interpretar y evaluar la calidad de la interpretación de la información estructural. Las proyecciones estereográficas pueden complementarse con rosetas como la que se muestra en el ejemplo de Figura 6.4. La roseta convencional considera la proyección sobre un plano horizontal, por lo que representa un histograma radial del rumbo de las estructuras; sin embargo, es posible considerar cualquier plano de proyección para la roseta (con lo que resultan histogramas radiales de manteos aparentes o rumbos aparentes).

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Si no se observan orientaciones preferentes (“clusters” de polos), agregue 300 polos adicionales y redefina los contornos de isoconcentración. Si no se observan orientaciones preferentes, probablemente las estructuras presentan orientaciones aleatorias. Proyecte 100 polos, defina contornos de isoconcentración (“clusters”) e interprete

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Si se observa una única orientación preferente (“cluster” de polos) con una concentración ≥ 20%, los datos pueden considerarse representativos y se gana poco agregando más información.

Si se observa una única orientación preferente (“cluster” de polos) con una concentración < 20%, agregue más polos en una cantidad que depende de la concentración de la orientación preferente: si < 4% agregue al menos 1000 polos, si 4% a 8% agregue 500 a 900 polos, si 8% a 12% agregue 200 polos, y si 12% a 20% agregue 100 polos. Proyecte el total de polos, redefina contornos e interprete.

Si se observan contornos de1% menos de 15o aparte, sin concentraciones de más de 5%, las estructuras probablemente están asociadas a un pliege. Si se observan varias orientaciones preferentes (“clusters” de polos), agregue 100 polos adicionales. Proyecte el total de polos, redefina contornos e interprete.

Si se observan varias concentraciones de polos con densidades de 3% a 6%, pero los contornos de1% son muy irregulares, agregue al menos 400 polos adicionales. Proyecte el total de polos, redefina contornos e interprete.

Si se observan varias concentraciones de polos con densidades menores que 3%, dispersas, y los contornos de1% son muy irregulares, agregue al menos 1000 y preferiblemente 2000 polos adicionales. Proyecte el total de polos, redefina contornos e interprete, ignorando cualquier concentración menor que 2%..

Si se observan contornos suaves de 1%, espaciados a unos 20o, con varias concentraciones de 3% a 6%, agregue 200 polos adicionales. Proyecte el total de polos, redefina contornos e interprete.

Si se produce una disminución en el valor de la máxima concentración de polos, y un cambio en la posición de los “clusters”, puede haber un efecto asociado a la forma recolección de datos y se recomienda obtener datos nuevos y desarrollar un nuevo análisis.

Si no hay cambios en la posición de los “clusters”, agregue 200 polos adicionales. Proyecte el total de polos, redefina contornos e interprete, para asegurarse que las concentraciones que se observan son reales y no dependen del proceso de recolección de datos.

Figura 6.3: Metodología propuesta por Hoek & Bray (1981) en base a Stauffer (1966), como una primera guía para interpretar y evaluar la calidad de la información estructural mediante proyecciones estereográficas.

Figura 6.4: Roseta que muestra la distribución de rumbos de estructuras intermedias (juntas, diaclasas y vetillas) mapeadas en un dominio estructural de una mina (programa DIPS (Rocscience Inc. (1999)).

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Si bien la denominación o numeración de los sistemas estructurales que aparecen en los distintos dominios estructurales puede hacerse en forma totalmente independiente entre un dominio y otro, con lo que el Set “A” del Dominio “D1” no necesariamente tiene una orientación similar al Set “A” del Dominio “D3”; desde un punto de vista práctico conviene mantener una misma denominación para aquellos sets o sistemas de estructuras que aparecen en más de un dominio estructural, con lo que el Set “A” del Dominio “D1” tendrá igual o similar orientación que el Set “A” del Dominio “D3”. Un ejemplo de esto se ilustra en el ejemplo de Figura 6.5. Al definir las orientaciones de los distintos sets o sistemas estructurales debe tenerse presente que muchas veces las estructuras de manteo subvertical cambian su dirección de manteo. Así por ejemplo, un sistema de estructuras con manteos en el rango de 75º a 90º y rumbo N30ºE, pueden mantear en dirección NW o SE. En este caso se recomienda considerar que se trata de un mismo set al definir las orientaciones de los sistemas presentes en el dominio estructural considerado, como se muestra en el ejemplo de Tabla 6.2. Tabla 6.2 EJEMPLO DE DEFINICIÓN DE LA ORIENTACIÓN DE LOS SETS O FAMILIAS DE ESTRUCTURAS PRESENTES EN UN DOMINIO ESTRUCTURAL Set Estructural

Manteo

Dirección de Manteo

S1

60º ± 05º

045º ± 10º

A

S2

B S3

80º ± 10º 30º ± 05º

135º ± 15º 225º ± 15º 315º ± 10º

6.2.2 Espaciamiento de las Estructuras El espaciamiento es la distancia perpendicular entre estructuras adyacentes por lo que, como se ilustra en Figura 6.6, a menos que la medición se haga en la dirección normal al set considerado se obtendrá un espaciamiento aparente, d, mayor que el espaciamiento verdadero, s. En la práctica a cada set o familia de estructuras se le asigna una valor “característico” de espaciamiento (los más usados corresponden al valor promedio o al valor modal de las mediciones de espaciamiento para dicho set), ya que el espaciamiento de un set de estructuras no presenta un único valor sino que un rango de valores, muchas veces conforme a una cierta distribución estadística (para lograr una buena definición de esta distribución Hudson & Harrison (1997) señalan que debe contarse con al menos 200 mediciones). Debe tenerse presente también que si la extensión de la línea de detalle utilizada para medir el espaciamiento de un set de estructuras es “corta” en comparación al valor medio de este espaciamiento, entonces las mediciones estarán sesgadas (Brown (2002)). En principio, puede considerarse que para no tener este problema la longitud de la línea de detalle debería ser al menos 5 veces el valor medio del espaciamiento del set de estructuras considerado. Resulta recomendable que los resultados de las mediciones de espaciamiento se presenten en histogramas como se muestra en Figura 6.7, y para describir el espaciamiento se sugiere usar las definiciones de la ISRM que se reseñan en Tabla 6.3.

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Estructuras Mayores: 1104 polos Estructuras Intermedias: 1295 polos

Dominio I Dominio II Dominio III

Estructuras Mayores: 111 polos Estructuras Intermedias: 82 polos Estructuras Mayores: 75 polos Estructuras Intermedias: 445 polos

Dominio IV

Estructuras Mayores: 16 polos Estructuras Intermedias: 195 polos

Dominio Estructural

Estructuras Mayores

4

Estructuras Intermedias

1A 1A

6 2A

5

2B

6 6

2B 2B 5 5

1B

1A

4

1A 1A

33

6 2A

2B 2B

2A 2A

5 5 1B 1B

1B

1A 3 2A 2B

2A 5

2B

5

1B

1B

3

3

1A 5 1B

7

2A

1A

2B

1B

Figura 6.5: Ejemplo de definición de sets o familias estructurales en los distintos dominios estructurales del área de interés, en el Norte de Chile (Estudios de Factibilidad Proyecto Rosario, cortesía de Cía. Minera Doña Inés de Collahuasi S.C.M.).

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s2

α2

s3

E RA IBL CA ES C AC IN

d2 LINEA DE DETALLE

s3

s2

s1

Set 1 Set 2 Set 3

s2 = d2 sinα 2 s1

Figura 6.6: Determinación del espaciamiento en base a observaciones en un afloramiento de roca que muestra 3 sets o familias de estructuras (Brown (1981)). 10 9 8

Numero de Observaciones, n

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7 6 5 4 3 2 1 0 20

10 EXT. JUNTO

60

MUY JUNTO

100

200

600

Espaciamiento, s (mm)

JUNTO

MODERADO

1000

SEPARADO

2000

6000 10000

MUY SEPARADO

EXT. SEP.

Figura 6.7: Presentación de las mediciones del espaciamiento de un set estructural en forma de histograma (Brown (1981)).

Tabla 6.3 DESCRIPCIÓN DEL ESPACIAMIENTO DE LAS ESTRUCTURAS Descripción

Espaciamiento (mm)

Extremadamente Junto

< 20

Muy Junto

20 a 60

Junto

60 a 200

Moderado

200 a 600

Separado

600 a 2000

Muy Separado

2000 a 6000

Extremadamente Separado

> 6000

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6.2.3 Persistencia y Tipo de Término de las Estructuras La persistencia o extensión de las estructuras de cada set corresponde al largo de la traza de la estructura, el cual medirse en la dirección del rumbo o en la dirección del manteo de la estructura. En problemas de estabilidad de taludes resulta preferible definir la persistencia en la dirección del manteo; por otra parte, al evaluar la estabilidad de las labores subterráneas se emplea mayoritariamente la persistencia en la dirección del rumbo de la estructura. Obviamente no pueden hacerse mediciones de persistencia en testigos de sondajes. Por otra parte, el mapeo de las galerías de una mina subterránea o los bancos de un rajo abierto también presenta problemas de truncación para las estructuras de persistencia mayor a la superficie de mapeo. Conforme con esto, con la sola excepción de las estructuras menores, la definición de la persistencia de las estructuras requiere un grado importante de interpretación geológica, que permita inferir continuidad para estructuras mapeadas en distintos puntos y que presentan similar orientación, potencia y tipo de relleno. Para describir la persistencia de la estructuras se sugiere usar las definiciones de la ISRM que se reseñan en Tabla 6.4. Por otra parte, se recomienda complementar la persistencia con información relativa al tipo de término que presentan las estructuras de un set dado, conforme al esquema que se muestra en Figura 6.8. Tabla 6.4 DESCRIPCIÓN DE LA PERSISTENCIA DE LAS ESTRUCTURAS Descripción

Persistencia (m)

Muy Baja

<1

Baja

1a3

Media

3 a 10

Alta

10 a 20

Muy Alta

> 20

T

T R

R

J

T

SUPERFICIE DE MAPEO

R

J J

R J

LINEA DE DETALLE

R

J

J

R

T Condición de Término

T

J Término en otra estructura R Término en roca T Truncada (no se observa el término)

Figura 5.16: Esquema que ilustra las condiciones de término que pueden presentar las estructuras de un macizo rocoso.

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La ISRM (Brown (1981)) sugiere resumir la información relativa a la condición de término de las estructuras de un mismo set mediante el Índice de Término, Tr, definido como:

Tr =

100 N r N r + N j + Nt

(6.2)

donde, Nr es el número de términos en roca, Nj es el número de términos en estructuras, y Nt es el número de términos truncados (o que no se observan en la superficie mapeada). Brown (2002) indica que éste índice es una medida útil, ya que un valor alto de Tr indica que el set estructural presenta una cantidad importante de puentes de roca, mientras que un valor bajo indica que las estructuras del set son mas bien continuas y tienen pocos puentes de roca.

6.2.4 Rugosidad de las Estructuras La rugosidad de las estructuras puede jugar un rol importante en su resistencia al corte, y en su forma más general debe definirse considerando la ondulación (waviness) de la estructura a “gran escala” (usualmente en el rango de 5 a 30 m), y las disparidades (uneveness) que presenta la estructura a pequeña escala (usualmente en el rango de 10 a 50 cm). Brown (1981) discute métodos para medir la rugosidad de las estructuras, pero en la práctica las evaluaciones de la rugosidad de las estructuras se suelen hacer por comparación con “perfiles de rugosidad”, lo que indudablemente introduce subjetividad y, al mismo tiempo, un potencial problema de escala (los perfiles a emplear deber ser acordes a la escala de la observación). Para definir la rugosidad de las estructuras se recomienda el empleo de los perfiles que se muestran en Figura 6.9, y considerar 2 escalas: ESCALA INTERMEDIA (varios metros), en que la ondulación (waviness) de las estructuras permite clasificarlas en 3 clases (ver Figura 6.9): escalonadas(stepped), ondulosas (undulating), y planas (planar). ESCALA MENOR (varios centímetros), en que las disparidades (uneveness) de la estructura permiten clasificarlas en 3 clases (ver Figura 6.9): rugosas (rouge), lisas (smooth), y pulidas (slikensided). Esto permite definir un total de 9 clases de estructuras: (I) escalonadas rugosas, (II) escalonadas lisas, (III) escalonadas pulidas, (IV) ondulosas rugosas, (V) ondulosas lisas, (VI) ondulosas pulidas, (VII) planas rugosas, (VIII) planas lisas, y (IX) planas pulidas. Respecto a esta caracterización propuesta para la rugosidad debe señalarse que la condición “pulida” solo debe aplicarse en aquellos casos en que la estructura muestra claras señales de desplazamientos por corte (e.g. estrías y/o “espejos de falla”). También es posible que a una escala mayor la estructura presente una ondulación que se superimpone a la de la escala intermedia. En estos casos debe especificarse esta ondulación a escala mayor (por ejemplo indicando que se trata de estructuras ondulosas lisas (Clase V) con ondulaciones a escala mayor con una amplitud máxima de 10 m en distancias de 100 m). Sin perjuicio de lo recién recomendado, es también relativamente frecuente el empleo del coeficiente de rugosidad de la estructura (joint roughness coefficient), JRC, definido por Barton & Choubey (1977) para caracterizar la rugosidad de las estructuras a escala centimétrica, utilizando los perfiles de rugosidad que se muestran en Figura 6.10. Finalmente, cabe señalar que a veces resulta útil el ábaco propuesto por Barton (1982) para estimar la rugosidad en términos del índice JRC, como se muestra en Figura 6.11.

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Clase

Escala

JRC20

JRC100

Rugosa

20

11

Lisa

14

9

III

Pulida

11

8

IV

Rugosa

14

9

Lisa

11

8

VI

Pulida

7

6

VII

Rugosa

2.5

2.3

Lisa

1.5

0.9

Pulida

0.5

0.4

Intermedia

I II

V

VIII IX

Escalonada

Ondulosa

Plana

Menor

Perfil Típico de Rugosidad de la Estructura

Notas: La longitud de cada perfil puede está en el rango de 1 a 10 m. Las escalas vertical y horizontal son iguales. JRC20 y JRC100 corresponde al valor estimado del coeficiente de rugosidad de la estructura (Barton & Choubey (1977)) cuando el perfil se “asimila” a un largo de 20 y de 100 cm, respectivamente (Bandis (1993)).

Figura 6.9: Caracterización de la rugosidad de las estructuras según las recomendaciones de la ISRM (modificada de Brown (1981)).

Figura 6.10: Perfiles de rugosidad y valores asociados del coeficiente JRC (Barton & Choubey (1977)).

29


200 100 80 50

2

30 20

1

10 8

0.5

Coef. de Rugosidad de la Estructura, JRC

20 16 12 10 8 6 5 4 3

400 300

Amplitud de la Aspereza (m)

ICS-II, Tarea 4

5 3 2 1 0.8 0.5 AMPLITUD DE LAS ASPEREZAS (mm)

BORDE PLANO

0.3 0.2 LONGITUD DEL PERFIL (m)

0.1 0.1

0.2

0.3

0.5

0.8 1

2

Longitud del Perfil (m)

3

5

8 10

Figura 6.11: Ábaco para evaluar el coeficiente JRC en función del largo del perfil de la estructura y la amplitud máxima de las asperezas de ésta (Barton & Choubey (1977)).

6.2.5 Apertura, Potencia y Características del Relleno La apertura se define como la distancia perpendicular que separa las 2 cajas de una estructura abierta, y la potencia se define como el espesor del relleno en una estructura sellada o con material de relleno. Brown (1981) discute la forma de medir estos parámetros según las recomendaciones de la ISRM. Para describir la apertura o la potencia de las estructuras se recomienda la terminología de Tablas 6.5 y 6.6, respectivamente. Las estructuras pueden presentar una enorme variedad de tipos de relleno, los que pueden tener distintas propiedades mecánicas e hidráulicas. Una descripción del tipo de relleno debe considerar al menos lo siguiente: Mineralogía. Granulometría. Competencia (resistencia y deformabilidad). Humedad y permeabilidad.

30

ICS-II, Tarea 4


Tabla 6.5 DESCRIPCIÓN DE LA APERTURA DE LAS ESTRUCTURAS Clase

Apertura

Descripción

Tipo

A01

< 0.1 mm

Estructura muy trabada

A02

0.1 a 0.25 mm

Estructura trabada

A03

0.25 a 0.5 mm

Estructura de apertura parcial

A11

0.5 a 2.5 mm

Estructura abierta

A12

2.5 a 10 mm

Estructura de apertura moderadamente ancha

A13

> 10 mm

Estructura de apertura ancha

A21

1 a 10 cm

Estructura de apertura muy ancha

A22

10 a 100 cm

Estructura de apertura extremadamente ancha

A23

>1m

Estructura de apertura cavernosa

Estructuras Casi Cerradas

Estructuras Abiertas

Estructuras Muy Abiertas

Modificada de Brown (1981)

Tabla 6.6 DESCRIPCIÓN DE LA POTENCIA DE LAS VETILLAS Y ESTRUCTURAS CON RELLENO Clase

Potencia

Descripción Estructuras con Relleno

Vetillas

Potencia

Clase

P0

< 1 mm

Pátina de material

Vetilla muy fina

< 1 mm

V0

P1

1 a 5 mm

Relleno de muy poco espesor

Vetilla fina

1 a 2 mm

V1

P2

5 a 10 mm

Relleno de poco espesor

Vetilla de espesor moderado

2 a 10 mm

V2

P3

1 a 5 cm

Relleno de espesor moderado

Vetilla gruesa

5 a 10 mm

V3

P4

5 a 10 cm

Relleno ancho

Vetilla muy gruesa

1 a 5 cm

V4

P5

> 10 cm

Potencia muy ancho

Veta

> 5 cm

V5

Características especiales (presencia de oquedades u otras debilidades, signos de desplazamientos por corte, etc.). Alteración de la roca de caja. La mineralogía de los rellenos debe ser definida por los geólogos a cargo del mapeo, indicando los minerales predominantes así como también la eventual presencia de minerales que pueden influir en el comportamiento mecánico incluso si aparecen como un pequeño porcentaje del total del relleno (e.g. clorita, molibdenita, etc.). La descripción de la granulometría debe ser simple, indicando si predominan los granos finos o gruesos y, si hay variedad de tamaños, indicando el tamaño típico, el tamaño máximo y una estimación del porcentaje en que aparecen los distintos tamaños según la clasificación que se muestra en Tabla 6.7. Para el caso de los rellenos tipo suelo, si se dispone de muestras perturbadas del material de relleno éstas podrán emplearse para ensayes de clasificación de suelos (e.g. ver Lambe (1951)), permitiendo una mejor clasificación del material de relleno y el definir si los finos corresponden a limos o arcillas. Para definir la humedad y permeabilidad del material de relleno se recomienda utilizar la escala que se presenta en Tabla 6.8, conforme con las recomendaciones de la ISRM (Brown (1981)). Para definir la competencia (resistencia y deformabilidad) del material de relleno se recomienda utilizar la escala que se presenta en Tabla 6.9, conforme con las recomendaciones de la ISRM (Brown (1981)).

31

ICS-II, Tarea 4


Tabla 6.7 DESCRIPCIÓN DE LA GRANULOMETRÍA DEL MATERIAL DE RELLENO Tamaño (mm)

Descripción

> 600

Bloques

200 a 600

Bolones

60 a 200

Bolones pequeños

20 a 60

Gravas gruesas

6 a 20

Gravas

2a6

Gravas finas

0.6 a 2

Arenas gruesas

0.2 a 0.6

Arenas

0.06 a 0.2

Arenas finas

< 0.06

Limos, Arcillas

Material

Granulometría

Muy Gruesa

Granular Gruesa

Media Fino

Fina


Tabla 6.8 DESCRIPCIÓN DE LA CONDICIÓN DE HUMEDAD DE LAS ESTRUCTURAS Condición

Descripción de la Condición de Humedad Estructuras Sin Relleno

Estructuras Con Relleno

I

Estructura cerrada y seca. No parece posible que a través de la misma circule agua.

El relleno se observa consolidado y seco. No parece posible el flujo de agua.

II

Estructura seca y sin evidencia de que haya permitido el flujo de agua.

El relleno está húmedo pero sin señales de agua libre.

III

Estructura seca pero con evidencia de que ha permitido el flujo de agua.

El relleno está mojado y presenta goteos ocasionales.

IV

La estructura está húmeda pero no hay goteos ni otras señales de agua libre.

Se observa un flujo continuo de agua (estimar el caudal). El relleno puede mostrar señales de lavado.

V

La estructura presenta goteos ocasionales, pero sin un flujo continuo de agua.

Se observa flujo considerable de agua según “canales” preferentes (estimar el caudal y la presión). El relleno está localmente lavado.

VI

La estructura muestra un flujo continuo de agua (estimar el caudal y la presión).

Se observa un flujo considerable de agua (estimar caudal y presión). El relleno ha sido, al menos localmente, completamente lavado.


32


Tabla 6.9 DESCRIPCIÓN DE LA COMPETENCIA DE LOS MATERIALES GEOTÉCNICOS Identificación de Terreno

UCS (MPa)

Finos muy blandos

El puño cerrado puede indentarse fácilmente varios cm en el material.

< 0.025

Finos blandos

El pulgar puede indentarse fácilmente varios cm en el material.

0.025 a 0.05

Finos firmes

Se requiere una presión moderada para indentar el pulgar en el material.

0.05 a 0.10

Finos rígidos

Se requiere una fuerte presión para indentar el pulgar en el material.

0.10 a 0.25

Finos muy rígidos

El material no puede indentarse con el dedo pero si puede marcarse con la uña.

0.25 a 0.50

S6

Finos duros

Es difícil marcar el material con la uña y se requiere presión para lograrlo.

> 0.50

R0

Rocas extremadamente blandas

R1

Clase

Descripción

S2

S3

S4

S5

MATERIALES TIPO SUELOS COHESIVOS

S1

El material se puede marcar con la uña.

0.25 a 1.0

Rocas muy blandas

El material se desmenuza al ser golpeado con la punta del martillo geológico. Con un cortaplumas es fácil tallar el material.

1.0 a 5.0

Rocas blandas

Al golpear con la punta del martillo geológico se producen pequeñas marcas en el material. Es difícil tallar el material con un cortaplumas.

5.0 a 25

Rocas moderadamente duras

No se puede tallar el material con un cortaplumas. Se requiere un golpe fuerte del martillo geológico para fracturar el material.

25 a 50

Rocas duras

Se requiere más de un golpe con el martillo geológico para fracturar el material.

50 a 100

R5

Rocas muy duras

Se requiere muchos golpes con el martillo geológico para fracturar el material.

100 a 250

R6

Rocas extremadamente duras

Al golpear el material con el martillo geológico éste no se fractura, y solo saltan esquirlas.

> 250

R2

R3

R4

MATERIALES TIPO ROCA

ICS-II, Tarea 4


33

ICS-II, Tarea 4


Es frecuente que las estructuras con relleno, especialmente vetillas, tengan asociada una cierta alteración de la roca de caja y/o presenten algunas características especiales que pueden afectar su comportamiento mecánico (Karzulovic et al. (2001)): El relleno puede presentar heterogeneidades orientadas, usualmente denominadas “suturas”, que muchas veces son más débiles y, en el caso de macizos rocosos secundarios, pueden presentar oquedades como las que se muestran en Fotografía 6.7. Muchas veces el relleno genera un halo de alteración en la roca de caja por lo que, como se muestra en Figura 6.12, puede considerarse que desde el centro de la vetilla hacia fuera de ésta se definen varios “entes” Fotografía 6.7: Oquedades o cavidacaracterísticos: des en los rellenos de cuarzo y sulfu→ La traza de una superficie imaginaria ros de cobre de estructuras en una que pasa por el medio de la vetilla defigranodiorita secundaria (Karzulovic et al. (2001)). ne el centro de la vetilla (generalmente no es recta). → El material de relleno que sella la estructura corresponde a uno o más minerales, y define la potencia o espesor de la vetilla. → A veces el material de relleno incluye suturas, las cuales muchas veces son más débiles que el resto del relleno. → El contacto entre el relleno y la roca de caja, esté ésta alterada o no, define una interfase que frecuentemente corresponde al eslabón más débil del sistema y donde se produce la ruptura de la vetilla. → A veces el efecto de vetilla se extiende más allá del límite de la misma mediante un halo de alteración, producto de cambios químicos, que afecta la roca de caja. Este halo de alteración puede tener una potencia variable a lo largo de la vetilla, pero en general degrada las propiedades mecánicas de la roca de caja. → Si no hay halo de alteración, o más allá de éste, se encuentra la roca sin halo de alteración, que presenta propiedades mecánicas más competentes que las de la mayoría de los materiales de relleno. Es importante que la descripción del relleno de las estructuras incluya estas características especiales, si las mismas están presentes.

6.3 Patrón y Caracterización Estructural Dado que las características del patrón estructural pueden variar en el área de interés, es preciso definir los dominios estructurales que aparecen en la misma. Por definición, un dominio estructural corresponde a una región de homogeneidad estructural, donde existe un cierto patrón estructural uniforme y las características de las estructuras son geológica y estadísticamente homogéneas. Por lo tanto, la proyección estereográfica de las estructuras presentes en un cierto dominio estructural definirá contornos de concentración de polos propios de dicho dominio y diferentes a los de los otros dominios estructurales. Sin embargo, esta diferencia no basta para definir los límites entre los diferentes dominios estructurales, y los mismos deben tener una explicación geológica y estar asociados a algún ente estructural o geológico (e.g. una zona de falla, un contacto litológico, etc.).

34

ICS-II, Tarea 4

GUÍAS GEOTÉCNICAS PARA UNA TRANSICIÓN DESDE RAJO ABIERTO A MINERÍA SUBTERRÁNEA CARACTERIZACIÓN GEOTÉCNICA CENTRO DE LA VETILLA MATERIAL DE RELLENO

INTERFASE RELLENO - ROCA DE CAJA

SUTURA (MÁS DÉBIL) HALO DE ALTERACION ROCA SIN HALO DE ALTERACION

(a) Esquema ilustrativo de los entes típicos de una vetilla sellada en roca primaria HALO DE ALTERACIÓN: Cambios químicos que afectan la roca de caja. En este caso se trata de una vetilla HT, que genera un halo de alteración cuarzo-sericítica.

INTERFASE: Plano de contacto entre la roca de caja, alterada o no, y el relleno de la vetilla.

RELLENO de la estructura: Anhidrita (blanco lechoso) Bornita (gris azulado) Carbonato (pardo claro) Cuarzo (blanco traslúcido)

(b) Ejemplo de una vetilla HT típica, con varios minerales de relleno, un halo de alteración cuarzosericítica y un detalle que muestra la interfase o contacto entre la roca de caja y el relleno.

Figura 6.12: Entes y zonas típicos de una vetilla sellada del macizo rocoso primario de Mina El Teniente, los cuales caracterizan el comportamiento mecánico de este tipo de estructuras (Karzulovic et al. (2001)).

Finalmente, cabe señalar que para la definición del patrón estructural en la práctica se consideran las estructuras mayores e intermedias, y no se incluyen las estructuras menores (sin perjuicio del hecho que estas últimas si se consideran al definir las características de hundibilidad y fragmentación del macizo rocoso). Conforme con todo lo anterior, puede señalarse que la caracterización estructural para un proyecto de transición de rajo abierto a minería subterránea por métodos de hundimiento debe incluir lo siguiente: (1)

PATRÓN ESTRUCTURAL DISTRITAL Y ESTRUCTURAS PRINCIPALES: ⊗ Descripción breve de la geología estructural del distrito, la cual explica los principales patrones estructurales del sector de interés.

35

ICS-II, Tarea 4


Figura 6.13: Plano de estructuras principales para el área del Proyecto Integración Chuqui Norte - Radomiro Tomic Sur, coordenadas N5900 a N9500, en su Etapa de Factibilidad (cortesía División Codelco Norte).

⊗ ⊗

Plano(s) que muestren las estructuras principales presentes en el sector de interés, como el ejemplo que se muestra en Figura 6.13. Listado de las estructuras principales, indicando al menos las siguientes características de cada una de ellas: → Nombre o denominación con que se la conoce (e.g. Falla N1, Falla Pamela, etc.). → Manteo y dirección de manteo, indicando en cada caso el valor típico y la posible desviación respecto al mismo (e.g. 70º ± 05º / 135º ± 15º). → Extensión o largo de la traza. → Potencia o espesor del relleno, indicando el rango de variación y el valor más típico (e.g. 0.5 a 4.0 m, con un valor típico de 1.5 m).

36

ICS-II, Tarea 4


Figura 6.14: Dominios estructurales definidos en el Rajo Sur Sur (cortesía División Andina de Codelco).

→ →

(2)

Tipo de relleno (mineralogía, granulometría, competencia, humedad y permeabilidad, características especiales, alteración de la roca de caja). Eventual presencia de zona(s) de cizalle o mayor fracturamiento adyacentes a la estructura principal. Si las hay deberá indicarse la potencia de cada zona2 (rango y valor típico), y una descripción de las mismas (con énfasis en el grado de fracturamiento del macizo rocoso).

DOMINIOS ESTRUCTURALES Y SU PATRÓN ESTRUCTURAL: ⊗ Descripción breve de la geología estructural del área de interés, la cual explica los dominios estructurales que aparecen en la misma. Es importante que se explique la razón de los límites entre dominios, y si los mismos son abruptos (por ejemplo asociados a la presencia de una falla geológica) o de tipo transicional (por ejemplo asociados a un cambio en el ambiente de alteración). 3 ⊗ A Plano(s) y secciones que muestren los dominios estructurales en el área de interés, los que pueden complementarse con rosetas o proyecciones estereográficas que ilustren el patrón estructural de cada dominio, como se muestra en el ejemplo de Figura 6.14.

2

Dependiendo de esta potencia podrá considerarse que estas zonas de cizalle constituyen una zona geotécnica o solo aumentan el “espesor equivalente” de la estructura principal, para efectos del análisis geotécnico.

3

Esto puede ser especialmente importante si los límites entre dominios estructurales no corresponde a entes verticales, lo que se traduce en que los mismos cambian con la profundidad.

37

ICS-II, Tarea 4

GUÍAS GEOTÉCNICAS PARA UNA TRANSICIÓN DESDE RAJO ABIERTO A MINERÍA SUBTERRÁNEA CARACTERIZACIÓN GEOTÉCNICA ⊗

Descripción del patrón estructural de cada dominio estructural: Estructuras Mayores: Número de sets o familias de estructuras Características de cada set o familia de estructuras → Denominación (conviene mantener una misma denominación para aquellos sets o sistemas de estructuras que aparecen en más de un dominio estructural, como se muestra en Figura 6.5). → Tipo de estructuras (denominación geológica, ver Tabla 6.1). → Manteo y dirección de manteo, indicando en cada caso el valor típico y la posible desviación respecto al mismo (e.g. 70º ± 05º / 135º ± 15º). → Persistencia o extensión, indicando en cada caso el valor típico y la posible desviación respecto al mismo (e.g. 50 m ± 20 m). → Condición o tipo de término (ver Figura 6.8), con indicación del índice de término, Tr, del número de términos en roca, Nr, del número de términos en estructuras, Nj, y del número de términos truncados, Nt. → Espaciamiento, indicando al menos el valor típico y la posible desviación respecto al mismo (e.g. 5 m ± 2 m). Si es posible, agregar información respecto a la distribución de espaciamientos (e.g. histograma). → Rugosidad a escala intermedia y a escala menor, conforme a las clases de Figura 6.9, indicando el rango y la clase típica (e.g. Varia de Clase VII a Clase IX, con predominio de la Clase VIII). Si se utiliza el coeficiente JRC, al menos deberá indicarse su rango de variación y su valor típico (e.g. 4 a 12, con un valor típico de 10); sin embargo, es preferible presentar esta información en forma de un histograma que muestre la frecuencia relativa de las distintas rugosidades. → Apertura (en el caso de estructuras abiertas) y potencia del relleno (en el caso de estructuras selladas o con relleno), indicando en cada caso el rango de variación y el valor típico (e.g. 0.5 a 5 cm, con un valor típico de 3 cm). Si hay estructuras abiertas y con relleno, deberá indicarse la proporción entre ellas (e.g. el 10% de las estructuras están abiertas). → Tipo(s) de relleno(s) presente(s) en las estructuras. La descripción del tipo de relleno debe considerar al menos lo siguiente: mineralogía, granulometría, competencia, humedad y permeabilidad, características especiales (presencia de oquedades u otras debilidades, signos de desplazamientos por corte, etc.), alteración de la roca de caja; de acuerdo a lo expuesto en páginas anteriores. → Condición de humedad (ver Tabla 5.10), indicando el rango y la condición típica (e.g. varía de III a V, con predominio de la condición III). Estructuras Intermedias: Número de sets o familias de estructuras Características de cada set o familia de estructuras → Denominación (conviene mantener una misma denominación para aquellos sets o sistemas de estructuras que aparecen en más de un dominio estructural, como se muestra en Figura 6.5). → Tipo de estructuras (denominación geológica, ver Tabla 6.1). → Manteo y dirección de manteo, indicando en cada caso el valor típico y la posible desviación respecto al mismo (e.g. 80º ± 10º / 225º ± 20º). → Persistencia o extensión, indicando en cada caso el valor típico y la posible desviación respecto al mismo (e.g. 15 m ± 2 m). → Condición o tipo de término (ver Figura 6.8), con indicación del índice de término, Tr, del número de términos en roca, Nr, del número de términos en estructuras, Nj, y del número de términos truncados, Nt.

38

ICS-II, Tarea 4


→

→

→

→

→

Espaciamiento, indicando al menos el valor típico y la posible desviación respecto al mismo (e.g. 0.5 m ± 0.2 m). Si es posible, agregar información respecto a la distribución de espaciamientos (e.g. histograma). Rugosidad a escala intermedia y a escala menor, conforme a las clases de Figura 6.9, indicando el rango y la clase típica (e.g. Varia de Clase I a Clase III, con predominio de la Clase II). Si se utiliza el coeficiente JRC, al menos deberá indicarse su rango de variación y su valor típico (e.g. 6 a 18, con un valor típico de 14); sin embargo, es preferible presentar esta información en forma de un histograma que muestre la frecuencia relativa de las distintas rugosidades. Apertura (en el caso de estructuras abiertas) y potencia del relleno (en el caso de estructuras selladas o con relleno), indicando en cada caso el rango de variación y el valor típico (e.g. 2 mm a 20 mm, con un valor típico de 10 mm). Si hay estructuras abiertas y con relleno, deberá indicarse la proporción entre ellas (e.g. el 30% de las estructuras están abiertas). Tipo(s) de relleno(s) presente(s) en las estructuras. La descripción del tipo de relleno debe considerar al menos lo siguiente: mineralogía, granulometría, competencia, humedad y permeabilidad, características especiales (presencia de oquedades u otras debilidades, signos de desplazamientos por corte, etc.), alteración de la roca de caja; de acuerdo a lo expuesto en páginas anteriores. Condición de humedad (ver Tabla 5.10), indicando el rango y la condición típica (e.g. varía de I a II, con predominio de la condición I).

Estructuras Menores (stockwork): Número de sets o familias de estructuras Características de cada set o familia de estructuras → Denominación (conviene mantener una misma denominación para aquellos sets o sistemas de estructuras que aparecen en más de un dominio estructural, como se muestra en Figura 6.5). → Tipo de estructuras (denominación geológica, ver Tabla 6.1). → Manteo y dirección de manteo, indicando en cada caso el valor típico y la posible desviación respecto al mismo (e.g. 70º ± 05º / 135º ± 15º). → Persistencia o extensión, indicando en cada caso el valor típico y la posible desviación respecto al mismo (e.g. 1 m ± 0.5 m). → Condición o tipo de término (ver Figura 6.8), con indicación del índice de término, Tr, del número de términos en roca, Nr, del número de términos en estructuras, Nj, y del número de términos truncados, Nt. → Espaciamiento, indicando al menos el valor típico y la posible desviación respecto al mismo (e.g. 0.2 m ± 0.1 m). Si es posible, agregar información respecto a la distribución de espaciamientos (e.g. histograma). → Rugosidad a escala intermedia y a escala menor, conforme a las clases de Figura 6.9, indicando el rango y la clase típica (e.g. varía de Clase I a Clase II, con predominio de la Clase I). Si se utiliza el coeficiente JRC, al menos deberá indicarse su rango de variación y su valor típico (e.g. 10 a 18, con un valor típico de 15); sin embargo, es preferible presentar esta información en forma de un histograma que muestre la frecuencia relativa de las distintas rugosidades. → Apertura (en el caso de estructuras abiertas) y potencia del relleno (en el caso de estructuras selladas o con relleno), indicando en cada caso el rango de variación y el valor típico (e.g. < 1 mm a 10 mm, con un valor típico de 2 mm). Si hay estructuras abiertas y con relleno, deberá indicarse la proporción entre ellas (e.g. el 5% de las estructuras están abiertas).

39

ICS-II, Tarea 4


→

→

Tipo(s) de relleno(s) presente(s) en las estructuras. La descripción del tipo de relleno debe considerar al menos lo siguiente: mineralogía, granulometría, competencia, humedad y permeabilidad, características especiales (presencia de oquedades u otras debilidades, signos de desplazamientos por corte, etc.), alteración de la roca de caja; de acuerdo a lo expuesto en páginas anteriores. Condición de humedad (ver Tabla 5.10), indicando el rango y la condición típica (e.g. varía de I a II, con predominio de la condición I).

40

ICS-II, Tarea 4

CARACTERIZACIÓN GEOTÉCNICA La caracterización geotécnica resulta fundamental para definir las propiedades mecánicas de la roca “intacta”, las estructuras y el macizo rocoso; además de la hundibilidad, forma de desarme y fragmentación del macizo rocoso. Por roca “intacta” se entiende los trozos de roca que se ubican entre las estructuras presentes en el macizo rocoso, y usualmente se considera que las propiedades de la roca “intacta” pueden determinarse mediante ensayos de laboratorio sobre probetas con un diámetro del orden de 50 mm y una altura de unos 100 mm, o sea con un volumen del orden de 10-4 m3. Por otra parte, por macizo rocoso se entiende el conjunto roca “intacta” y estructuras, en un volumen de tamaño tal que representa adecuadamente la situación que se está considerando. Esto significa que el macizo rocoso puede tener un volumen del orden de 105 m3, si se esta analizando la estabilidad de una galería, a más de 107 m3, si se esta analizando la estabilidad de un sector productivo. Lo anterior significa que las propiedades del macizo rocoso no pueden medirse directamente, sino que deben estimarse en función de las propiedades de la roca “intacta” y las características del arreglo de bloques que componen el macizo rocoso, usualmente representadas en función de algún índice de calidad geotécnica. Considerando que las propiedades mecánicas de la roca “intacta” dependen no solo del tipo litológico, sino que también de la mineralización y del tipo y grado de alteración, es preciso definir las “unidades geotécnicas básicas” que equivalen a la cantidad de tipos de roca “intacta” presentes en el área de interés. Para esto, deben utilizarse los resultados de la caracterización geológica y superponer la litología, la mineralización y la alteración para definir las unidades geotécnicas básicas como se muestra en Figura 7.1.

LITOLOGIA A

5 4

6 7

SECUNDARIO PRIMARIO

1

AL T AL ERA CI TE ON RA CI ON A B

7


3 2 LITOLOGIA B

Figura 7.1: Esquema que ilustra la definición de las unidades geotécnicas básicas por superposición de la litología, la mineralización y la alteración. En este ejemplo resultan 7 unidades geotécnicas básicas: (1) Roca primaria + Litología B + Alteración A (2) Roca primaria + Litología B + Alteración B (3) Roca primaria + Litología A + Alteración B (4) Roca secundaria + Litología A + Alteración B (5) Roca secundaria + Litología A + Alteración A (6) Roca secundaria + Litología B + Alteración A (7) Roca secundaria + Litología B + Alteración B

41

ICS-II, Tarea 4


7.1 Propiedades de la Roca “Intacta” Para definir las propiedades mecánicas de la roca “intacta” deberán obtenerse probetas de cada unidad geotécnica básica y someterlas a ensayos de laboratorio, para determinar a lo menos: El peso unitario, γ. La resistencia en compresión uniaxial, UCS. La resistencia en compresión triaxial. La deformabilidad, definida en términos del módulo de deformabilidad, Ε, y la razón de Poisson, ν. Podrán seguirse las recomendaciones de la ISRM (Brown (1981)) y/o las Normas ASTM (1999) (más información sobre los ensayos de laboratorio de mecánica de rocas puede encontrarse en Lama & Vutukuri (1978) y Nagaraj (1993)). Sin embargo, se recomienda lo siguiente: En cada caso realizar al menos 5 ensayos de compresión uniaxial (también llamada compresión no confinada), para determinar UCS, E y ν. Realizar los ensayos de compresión triaxial de modo tal que: →

La máxima presión de confinamiento sea del orden del 40% al 50% de UCS 4.

→

Se ejecuten ensayos para a lo menos 5 valores de la presión de confinamiento5 (e.g. 5%, 10%, 20%, 35% y 50% de UCS).

→

Para cada valor de la presión de confinamiento ejecutar al menos 2 ensayos.

Para definir la resistencia de la roca “intacta” se recomienda utilizar el criterio de Hoek-Brown (e.g. ver Hoek et al. (2002)):

σ

' 1

 σ'  = σ + σ ci  m 3 + s   σ ci  ' 3

a

(7.1)

donde σ’1 y σ’3 son los esfuerzos principales efectivos en la condición de falla, σci es la resistencia en compresión uniaxial de la roca “intacta”, y m, s y a son constantes del material que, para el caso de la roca “intacta” son iguales a mi, 1 y 0.5, respectivamente. Lo más recomendable es determinar los valores numéricos de σci y mi en base a los resultados de ensayos triaxiales6 (para esto puede emplearse el software ROCKLAB 7 (Rocscience (2002)), como se muestra en Figura 7.2; sin embargo, si no se dispone de éstos, o bien para evaluaciones preliminares el valor de σci puede estimarse en base a observaciones de terreno, utilizando la Tabla 6.9, y el valor de mi puede estimarse a partir de los rangos típicos que se presentan en Tabla 7.1.

Figura 7.2: Determinación de los parámetros del criterio de Hoek-Brown para la roca “intacta”, en base a los resultados de ensayos triaxiales, mediante ROCKLAB (cortesía División Codelco Norte).

4

Cuando se desarrolló la versión original de este criterio de (Hoek & Brown (1980)), se consideró este rango de presiones de confinamiento, por lo que se recomienda mantenerlo (Hoek & Brown (1997)).

5

Recomendación de Hoek & Brown (1997).

6

El valor de σci resultante del ajuste de la curva de Hoek-Brown a los resultados de los ensayos triaxiales no necesariamente coincide con el valor de UCS resultante de los ensayos de compresión uniaxial.

7

Este software puede descargarse gratuitamente de la página web de Rocscience (www.rocscience.com).

42

ICS-II, Tarea 4


Tabla 7.1 RANGOS TÍPICOS DEL PARÁMETRO mi PARA DISTINTOS TIPOS DE ROCA (modificada de Marinos & Hoek (2000))

Tipo de Roca

Textura Clase

Grupo

Gruesa (> 2 mm) ← Conglomerados → (VER NOTA)

SEDIMENTARIAS

Clásticas

Carbonatos No Clásticas Evaporitas Orgánicas

METAMÓRFICAS

No Foliadas

Ligeramente Foliadas

Foliadas

Claras Intrusivas

ÍGNEAS

Oscuras

Hipabisales

Lavas Volcánicas Piroclásticas

←----- Brechas -----→ (VER NOTA)

Media (0.6 a 2 mm)

Fina (0.2 a 0.6 mm)

Muy Fina (< 0.2 mm)

←-------------------- Areniscas -------------------→ ←----- Limolitas ----→ (17 ± 4) 7±2 ←--------- Grauvacas -------→ ←---- Arcillolitas ----→ (18 ± 3) 4±2 ←---------------- Margas ---------------→ (7 ± 2) ←---- Calizas Cristalinas ---→ ←----- Calizas Micríticas ----→ (12 ± 3) (9 ± 2) ←-------- Calizas Esparíticas --------→ (10 ± 2) ←------------------------------------ Dolomitas ------------------------------------→ (9 ± 3) ←------------ Yeso ------------→ ←----- Anhidrita ----→ (8 ± 2) (12 ± 2) ←--- Creta (Tiza) --→ 7±2

←-------------------------------------- Mármol -------------------------------------→ 9±3 ←---------- Cuarcitas ---------→ 20 ± 3 ←------ Meta-Areniscas -----→ (19 ± 3) ←----------------------- Gneiss --------------------→ 28 ± 5 ←-------------------- Anfibolitas ------------------→ 26 ± 6 ←---------- Migmatitas -------→ (29 ± 3) ←----------- Pizarras ----------→ ←------- Filitas ------→ 7±4 (7 ± 3) ←---------- Esquistos ---------→ 12 ± 3 ←----------- Granitos ----------→ ←----------- Dioritas ----------→ 32 ± 3 25 ± 5 ←------------- Granodioritas ------------→ (29 ± 3) ←------ Noritas ------→ ←----------- Gabros -----------→ 20 ± 5 27 ± 3 ←---------- Doleritas ---------→ (16 ± 5) ←---------- Peridotitas --------→ ←---------- Diabasas ---------→ (25 ± 5) (15 ± 5) ←--------------------------------------- Pórfidos -------------------------------------→ (20 ± 5) ←------------ Riolitas ----------→ ←---------- Basaltos ----------→ ←--- Obsidianas ---→ (25 ± 5) (25 ± 5) (19 ± 3) ←---------- Dacitas ---------→ ←---------- Andesitas ---------→ (25 ± 3) 25 ± 5 ←-- Aglomerados -→ (19 ± 3) ←------------------------ Tobas ----------------------→ (13 ± 5) ←------ Brechas ----→ (19 ± 5)

Notas: Los valores entre paréntesis corresponden a estimaciones. Los valores sin paréntesis se apoyan en información proveniente de ensayos triaxiales. Los conglomerados y brechas sedimentarias pueden presentar un amplio rango de valores de mi, dependiendo de la naturaleza del cementante y el grado de cementación. Estos valores pueden variar desde valores similares a los de una arenisca a valores propios de sedimentos de grano fino (incluso llegando a ser menores que 10). En el caso de las rocas foliadas los valores de mi se refieren a la dirección normal a los planos de foliación. En la dirección paralela a la foliación los valores de mi pueden ser notoriamente diferentes (la falla puede ocurrir según un plano de foliación).

43

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7.2 Caracterización y Calificación Geotécnica del Macizo Rocoso Para definir las propiedades mecánicas del macizo rocoso es preciso “escalar” las propiedades de la roca “intacta” considerando la calidad geotécnica del macizo rocoso, la cual se define en términos de un índice de calidad geotécnica asociado a algún sistema de calificación y clasificación geotécnica de macizos rocosos (una discusión detallada sobre este tema puede encontrarse en Afrouz (1992), Bieniawski (1989), Kirkaldie (1988) y Singh & Goel (1999)). Como se muestra en Figura 7.3, los métodos de clasificación geotécnica más empleados en minería a rajo abierto son los de Hoek et al. (1995) y de Bieniawski (1989), mientras que en minería subterránea por métodos de hundimiento son más usados los métodos de Laubscher (1990) y de Barton et al. (1974). 0.55 TIPO DE MINERIA 0.50

RAJO ABIERTO SUBTERRANEA

FRECUENCIA RELATIVA

0.45 0.40 0.35 0.30 0.25 0.20 0.15 0.10 0.05 0.00 Q (Barton et al.)

RMR (Bieniawski)

RMR (Laubscher)

GSI (Hoek et al.)

METODO DE CLASIFICACION Y CALIFICACION DEL MACIZO ROCOSO

Figura 7.3: Frecuencia relativa de uso de distintos métodos de calificación y clasificación geotécnica de macizos rocosos en minas a rajo abierto y subterráneas (Flores & Karzulovic (2002)).

7.2.1 Método del Índice Q (Barton et al. (1974)) El método de clasificación de Barton et al. (1974) se desarrolló para estimar la fortificación de túneles en función del índice Q de calidad geotécnica, definido como:

 RQD   J r  ×  Q =   Jn   Ja

  Jw   ×     SRF 

(7.2)

donde el primer cuociente corresponde a una estimación del tamaño de los bloques que conforman el macizo rocoso, el segundo cuociente corresponde a una estimación de la resistencia al corte entre bloques, y el tercer cuociente representa lo que Barton et al. (1974) denominan esfuerzo “activo”. Los parámetros que definen estos cuocientes son: RQD

es la designación de la calidad de la roca definida por Deere et al. (1967), que se ilustra en Figura 7.4.

44

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RQD =

L = 38 cm

L = 17 cm L = 0 cm

L = 20 cm

LT = 200 cm

SIN TROZOS > 10 cm

LONGITUD TOTAL DEL TRAMO

RQD =

∑Trozos de longitud ≥ 10 cm ×100 (%) Longitud total del tramo

38 + 17 + 0 + 20 + 43 + 0 ×100 (%) 200

RQD = 59 % (REGULAR)

L = 43 cm FRACTURA FRESCA CAUSADA POR EL PROCESO DE PERFORACION

L = 0 cm SIN RECUPERACION

RQD (%)

Calidad Geotécnica

< 25

MUY MALA

25 a 50

MALA

50 a 75

REGULAR

75 a 90

BUENA

90 a 100

EXCELENTE

Figura 7.4: Esquema que ilustra la definición del índice RQD para designar la calidad del macizo rocoso (Deere & Deere (1988)).

Jn

Jr

Ja

Jw

SRF

es un coeficiente asociado al número de sets de estructuras presentes en el macizo rocoso (Joint Set Number), que puede variar de 0.5 (macizo masivo o con pocas estructuras) a 20 (roca totalmente disgregada o triturada). es un coeficiente asociado a la rugosidad de las estructuras presentes en el macizo rocoso (Joint Roughness Number), que puede variar de 0.5 (estructuras planas y pulidas) a 5 (estructuras poco persistentes espaciadas a más de 3 m). es un coeficiente asociado a la condición o grado de alteración de las estructuras presentes en el macizo rocoso (Joint Alteration Number), que puede variar de 0.75 (vetillas selladas en roca dura con rellenos resistentes y no degradables) a 20 (estructuras con rellenos potentes de arcilla). es un coeficiente asociado a la condición de aguas en las estructuras presentes en el macizo rocoso (Joint Water Reduction Factor), que puede variar de 0.05 (flujo notorio de aguas, permanente o que no decae en el tiempo) a 1 (estructuras secas o con flujos mínimos de agua). es un coeficiente asociado al posible efecto de la condición de esfuerzos en el macizo rocoso (Stress Reduction Factor), que puede variar de 0.05 (concentraciones importantes de esfuerzos en roca competente) a 20 (condición favorable a la ocurrencia de estallidos de roca).

El detalle para la determinación de los valores de estos seis parámetros se presenta en Anexo A, y el uso del índice Q permite calificar la calidad geotécnica de los macizos rocosos en una escala logarítmica, que varía desde 0.001 a 1000, y considera 9 clases: Macizos de calidad EXCEPCIONALMENTE MALA (Q ≤ 0.01). Macizos de calidad EXTREMADAMENTE MALA (0.01 < Q ≤ 0.1). Macizos de calidad MUY MALA (0.1 < Q ≤ 1). Macizos de calidad MALA (1 < Q ≤ 4). Macizos de calidad REGULAR (4 < Q ≤ 10). Macizos de calidad BUENA (10 < Q ≤ 40).

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Macizos de calidad MUY BUENA (40 < Q ≤ 100). Macizos de calidad EXTREMADAMENTE BUENA (100 < Q ≤ 400). Macizos de calidad EXCEPCIONALMENTE BUENA (400 < Q). Respecto al uso del índice Q para caracterizar geotécnicamente el macizo rocoso, es conveniente indicar lo siguiente: (a) A diferencia de otros sistemas de clasificación geotécnica, las tablas para calcular los parámetros que definen Q (ver Anexo A), prácticamente no han cambiado desde la introducción del método en 1974 (solo se introdujo una modificación al parámetro SRF, para permitir el considerar condiciones con riesgo de estallidos de roca (Grimstad & Barton (1993)). (b) El uso de la razón entre RQD y Jn para evaluar el tamaño relativo de los bloques que conforman el macizo rocoso presenta los problemas propios del índice RQD como una medida confiable de la intensidad del fracturamiento (e.g. ver Brown (2002)), lo que pude subsanarse parcialmente si se evalúa el RQD en función del número de discontinuidades por unidad de volumen, Jv, mediante la relación propuesta por Palmstrom (1982):

RQD ≈ 115 − 3.3 J v (c)

Si se desea utilizar el índice Q para evaluar la resistencia del macizo rocoso mediante el método de Hoek-Brown y/o utilizar el ábaco de estabilidad de Mathews’ (e.g. ver Mathews et al. (1980)), el esfuerzo “activo” debe hacerse unitario, ya que el efecto asociado a los parámetros Jw y SRF se incluye en forma explícita en estos casos. De esto resulta un índice Q’ definido como:

 RQD   J r    ×  Q ' =   Jn   Ja  (d)

(7.3)

(7.4)

La evaluación del parámetro Jn presenta algunos problemas (Brown (2002)): el error asociado a la definición del número de sets estructurales presentes en el macizo rocoso; la idea de “set aleatorio” presenta algunos problemas conceptuales; si bien algunos macizos rocosos pueden presentar 4 o más sets de estructuras, puede ser incorrecto el clasificarlos como muy fracturados si el espaciamiento entre las estructuras es suficientemente grande.

7.2.2 Método del Índice RMR (Bieniawski (1973)) El método de clasificación de Bieniawski (1973) se desarrolló para estimar la fortificación de túneles en función del índice RMR de calidad geotécnica, definido como la suma de los puntajes que se asignan a cinco parámetros que representan la condición del macizo rocoso (los puntajes que se indican se refieren a la versión actual del método, Bieniawski (1989)): UCS es la resistencia en compresión uniaxial de la roca “intacta”, y el puntaje asociado a la misma puede variar de 0 (si UCS < 1 MPa) a 15 (si UCS > 250 MPa). RQD es la designación de la calidad de la roca definida por Deere et al. (1967), y el puntaje asociado a la misma puede variar de 3 (si RQD < 25%) a 20 (si 90 < RQD ≤ 100). s es el espaciamiento entre las estructuras, y el puntaje asociado al mismo puede variar de 5 (si s < 60 mm) a 20 (si s > 2 m). JC es la condición de las estructuras, y el puntaje asociado a la misma puede variar de 0 (en el caso de estructuras continuas y abiertas más de 5 mm, o con rellenos arcillosos blandos de potencia mayor a 5 mm) a 30 (en el caso de estructuras discontinuas, muy rugosas, cerradas y sin alteración de su roca de caja).

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WC

es la condición de aguas, y el puntaje asociado a la misma puede variar de 0 (en el caso de estructuras con flujo de aguas que se traduce en un gasto de más de 125 lt/min en un tramo de túnel de 10 m de longitud, o donde la presión del agua excede el 50% del esfuerzo principal mayor) a 15 (en el caso de estructuras completamente secas).

Además, este método considera una corrección por efecto de la orientación de las estructuras y el tipo de obra de ingeniería, la cual puede variar de 0 (en el caso de orientaciones favorables) a -60 (en el caso de taludes con estructuras desfavorablemente orientadas). A menos que se indique explícitamente lo contrario, lo que sigue se refiere al valor “in situ” o sin corrección del índice RMR. El detalle para la determinación de los valores de estos cinco parámetros se presenta en Anexo B, y el uso del índice RMR permite calificar la calidad geotécnica de los macizos rocosos en una escala que varía desde 0 a 100, y considera 5 clases: Macizos de calidad MUY MALA (Clase V, 0 ≤ RMR ≤ 20). Macizos de calidad MALA (Clase IV, 20 < RMR ≤ 40). Macizos de calidad REGULAR (Clase III, 40 < RMR ≤ 60). Macizos de calidad BUENA (Clase II, 60 < RMR ≤ 80). Macizos de calidad MUY BUENA (Clase I, 80 < RMR ≤ 100). Respecto al uso del índice RMR para caracterizar geotécnicamente el macizo rocoso, es conveniente indicar lo siguiente: (a) Las tablas para calcular los puntajes asociados a los parámetros que definen el índice RMR (ver Anexo B), han cambiado varias veces desde la introducción del método en 1973 (Bieniawski (1973,74,76,79,89)), por lo que es muy importante el indicar que versión del método se está utilizando (las más utilizadas en la práctica corresponden a las versiones de 1976 y 1979). (b) Debe tenerse presente que muchas veces los testigos seleccionados para evaluar UCS corresponden a los más competentes, por lo que no necesariamente representan la resistencia “típica” de la roca “intacta”. (c) El uso del RQD presenta los problemas propios de este índice (e.g. ver Brown (2002)); por lo que debe emplearse siempre con bastante criterio, y tomando en cuenta las características geológicas del macizo rocoso que se está calificando. (d) El índice RMR parece funcionar bien para caracterizar macizos rocosos de las clases I a IV (RMR > 25), pero no funciona bien en macizos rocosos de muy mala calidad geotécnica (Hoek et al. (1995)).

7.2.3 Método del Índice MRMR (Laubscher (1975)) El método de clasificación de Laubscher (1975) se desarrolló como una variante del método de Bieniawski orientada a aplicaciones mineras (Laubscher (1974)), definiendo la calidad geotécnica del macizo rocoso in situ mediante un índice IRMR 8, que luego se modifica para definir un índice de calidad geotécnico-minera, MRMR (Mining Rock Mass Rating). El índice IRMR se define como la suma de los puntajes asociados a tres parámetros que representan la condición del macizo rocoso “in situ” (Laubscher & Jakubec (2001)): BS

8

es la resistencia en compresión uniaxial de los bloques de roca que conforman el macizo rocoso; la cual depende de la resistencia de la roca “intacta” (denominada IRS en el método de Laubscher), y la presencia de vetillas.

Aquí se considera la versión más reciente del método de Laubscher, que introduce el índice IRMR para evitar confusiones con el índice RMR de Bieniawski (versiones anteriores del método de Laubscher empleaban la misma denominación de Bieniawski, RMR, lo que inducía a confusión).

47

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JS

JC

BS se calcula como se indica en Anexo C, y el puntaje asociado al mismo puede variar de 0 (si BS = 0 MPa) a 25 (si BS ≥ 160 MPa). es el espaciamiento de las estructuras abiertas, que incluye una corrección para tomar en cuenta la presencia de uno o dos sets de estructuras selladas (e.g. vetillas) con rellenos de resistencia menor a la de la roca de caja. JS se calcula como se indica en Anexo C, y el puntaje asociado al mismo varia de 3 (3 sets de estructuras con un espaciamiento de 0.1 m) a 35 (1 set de estructuras con un espaciamiento de 2 m). es la condición de las estructuras, definida en términos de su rugosidad a escala intermedia y menor, de la alteración de la roca de caja, y de la potencia y competencia del material de relleno (si lo hay). JC se calcula como se indica en Anexo C, y el puntaje asociado al mismo varia de 4 (estructuras planas y pulidas, con rellenos potentes de salbanda y fuerte alteración de la roca de caja) a 40 (estructuras ondulosas en varias direcciones, bien trabadas, sin alteración de la roca de caja y con rellenos de competencia similar a la de la roca de caja).

Una vez definida la calidad geotécnica del macizo rocoso in situ, el índice IRMR se modifica para definir el índice de calidad geotécnico-minera, MRMR (Mining Rock Mass Rating). Esta modificación, cuyo detalle se presenta en Anexo C, puede considerar uno o más de los siguientes aspectos (i.e. no necesariamente los debe considerar todos): potencial de meteorización del macizo rocoso (factor de 0.3 a 1.0), efecto de la orientación de las estructuras (factor de 0.6 a 1.0), efecto de los esfuerzos inducidos por la minería (factor de 0.6 a 1.2), posible daño inducido por las tronaduras (factor de 0.8 a 1.0), efecto de la presencia de aguas subterráneas (factor de 0.7 a 1.1). Estas modificaciones pueden reducir o aumentar la calificación (rating) del macizo rocoso, por lo que las mismas deben aplicarse con mucho criterio y teniendo presente la utilización que se hará del índice MRMR. El detalle para el uso del método de Laubscher se presenta en Anexo B, y el uso de los índices IRMR y MRMR permite calificar la calidad geotécnica de los macizos rocosos en una escala que varía desde 0 a 100, y considera 5 clases: Macizos de calidad MUY MALA (Clase 5, 0 ≤ IRMR o MRMR ≤ 20). Macizos de calidad MALA (Clase 4, 20 < IRMR o MRMR ≤ 40). Macizos de calidad REGULAR (Clase 3, 40 < IRMR o MRMR ≤ 60). Macizos de calidad BUENA (Clase 2, 60 < IRMR o MRMR ≤ 80). Macizos de calidad MUY BUENA (Clase 1, 80 < IRMR o MRMR ≤ 100). Respecto al uso de los índices IRMR y MRMR para caracterizar geotécnicamente el macizo rocoso, es conveniente indicar lo siguiente: (a)

(b)

(c)

Las tablas para calcular los puntajes asociados a los distintos parámetros que emplea el método han cambiado varias veces desde la introducción del método en 1975 (Laubscher (1977,84,90,93,94), Laubscher & Jakubec(2000,01)). Por lo que es muy importante el indicar que versión del método se está utilizando (considerando los fuertes cambios introducidos recientemente, se recomienda utilizar la versión de Laubscher & Jakubec (2000,01)). Si bien muchas veces los testigos seleccionados para evaluar IRS corresponden a los más competentes y no necesariamente representan la resistencia “típica” de la roca “intacta”, el método incluye un ábaco empírico (ver Anexo C) para obtener un valor “representativo” si se conocen los porcentajes de roca resistente y de roca débil; sin embargo, este ábaco debe utilizarse con criterio y precaución. La resistencia del bloque de roca, BS, incluye un ajuste para considerar la presencia de vetillas en términos de su frecuencia y la dureza de sus rellenos. Este ajuste debe hacerse con criterio y precaución, ya que en la mayoría de los casos las vetillas presentarán más de un tipo de relleno.

48

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(d)

(e)

Al evaluar la condición de las estructuras debe considerarse el set de estructuras más desfavorablemente orientado (respecto a la fuerza perturbadora). Si no está claro cual es el set más desfavorablemente orientado debe entonces considerarse el set de estructuras que presenta la peor condición. Se debe tener especial cuidado al aplicar los ajustes al índice IRMR para obtener el índice MRMR. De hecho, Laubscher & Jakubec (2001) señalan que: “El procedimiento de ajuste se ha descrito en trabajos anteriores, donde se indicaba que el ajuste no debía exceder dos clases, pero no dejándose claro que un ajuste puede sustituir a otro y que es poco plausible que el ajuste total sea igual a la multiplicatoria de todos los ajustes. Por ejemplo, un ajuste por mala tronadura seria aplicable en un sector de bajos esfuerzos, pero en un sector de altas concentraciones de esfuerzos el daño inducido por éstas excedería al inducido por la tronadura, y el único ajuste sería el asociado a la concentración de esfuerzos. El MRMR para una evaluación de hundibilidad no debería considerar un ajuste por tronadura, ni tampoco uno por meteorización a menos que el avance de la meteorización sea tan rápido, debido a la presencia de estructuras u otros defectos, que exceda la tasa de propagación del caving. El efecto de la orientación de las estructuras y de los esfuerzos inducidos por la minería corresponden a ajustes que tienden a complementarse entre sí. El propósito de los ajustes es que el geólogo, el ingeniero geomecánico y el ingeniero de planificación ajusten el valor de IRMR de modo tal que el MRMR refleje en forma realista la resistencia9 del macizo rocoso para la condición de minería que se considera.”

7.2.4 Método del Índice GSI (Hoek (1994)) El índice de resistencia geológica, GSI, fue desarrollado por Hoek (1994) para subsanar los problemas detectados con el uso del índice RMR para evaluar la resistencia de macizos rocosos según el criterio generalizado de Hoek-Brown. Este índice de calidad geotécnica se determina en base a dos parámetros que definen la resistencia y la deformabilidad de los macizos rocosos: RMS

es la “estructura del macizo rocoso”, definida en términos de su blocosidad y grado de trabazón.

JC

es la condición de las estructuras presentes en el macizo rocoso.

La evaluación del GSI se hace por comparación del caso que interesa con las condiciones típicas que se muestran en Figura 7.5, y el mismo puede variar de 0 a 100, lo que permite definir 5 clases de macizos rocosos: Macizos de calidad MUY MALA (Clase V, 0 ≤ GSI ≤ 20). Macizos de calidad MALA (Clase IV, 20 < GSI ≤ 40). Macizos de calidad REGULAR (Clase III, 40 < GSI ≤ 60). Macizos de calidad BUENA (Clase II, 60 < GSI ≤ 80). Macizos de calidad MUY BUENA (Clase I, 80 < GSI ≤ 100).

9

“Resistencia” en el sentido más amplio de la palabra, por lo que quizás convendría decir “comportamiento”.

49

Pulidas, cajas muy meteorizadas, con pátinas o con rellenos de arcilla blanda

MUY MALA

Pulidas, cajas meteorizadas, con pátinas o con rellenos y/o fragmentos angulosos

MALA

Lisas, cajas moderadamente intemperizadas y algo alteradas

BUENA

La presión del agua no se considera al evaluar el rango de GSI; ya que la misma se incorpora posteriormente en los análisis geotécnicos, los que se desarrollan considerando esfuerzos efectivos.

Muy rugosas, cajas frescas o no intemperizadas

En aquellos casos en que la resistencia al corte de las estructuras podria ser afectada por la humedad, deberá considerarse la eventual presencia de agua. Esto puede hacerse “desplazando hacia la derecha” el rango estimado para GSI.

MUY BUENA

NO trate de ser demasiado preciso. De hecho, el considerar 33 ≤ GSI ≤ 37 es más realista que considerar GSI = 35. Note que esta tabla NO es aplicable a problemas con control estructural. Si hay estructuras desfavorablemente orientadas, ellas controlarán el comportamiento del macizo rocoso.

CONDICION DE LAS ESTRUCTURAS

(Marinos & Hoek (2000)) Estime el valor tipico de GSI considerando el tipo de roca, la estructura del macizo rocoso, y la condición de las discontinuidades.

REGULAR

INDICE DE RESISTENCIA GEOLOGICA MACIZOS ROCOSOSO FRACTURADOS

Rugosas, cajas ligeramente intemperizadas y akgo oxidadas.


DISMINUYE LA CALIDAD

ESTRUCTURA DEL MACIZO INTACTA o MASIVA Probetas de roca intacta. Macizos masivos o con pocas y muy espaciadas estructuras.

BLOCOSA Macizos con 3 sets de estructuras, que definen bloques cúbicos, bien trabados entre sí.

MUY BLOCOSA Macizos con 4 sets de estructuras, o más, que definen bloques angulosos y trabados, pero que están parcialmente perturbados.

BLOCOSA VETEADA Macizos plegados y con bloques angulosos formados por la intersección de muchas estructuras. Los planos de estratificación y/o esquistosidad son persistentes.

DESINTEGRADA Macizo fuertemente fracturado, con una mezcla de bloques angulosos y redondeados, pobremente trabados.

N/A

90

DISMINUYE TRABAZON ENTRE BLOQUES

ICS-II, Tarea 4

50

N/A 40

80 30

70 20 60

10

LAMINADA / CIZALLADA Macizo con planos débiles (cizalle y/o esquistosidad), muy poco espaciados entre si y que no definen bloques.

N/A

N/A

Figura 7.5: Carta para evaluar el índice de resistencia geológica en macizos rocosos fracturados (Marinos & Hoek (2000)).

50

A. Estratos gruesos de arenisca de mucha blocosidad. El efecto de posibles pátinas pelíticas en los planos de estratificación se ve minimizado por el confinamiento del macizo rocoso; sin embargo, en túneles poco profundos y/o taludes, estos planos de estratificación pueden generar inestabilidades controladas estructuralemente.

B. Arenisca con lentes delgados de limolita.

C. Arenisca y limonita, en estratos de similar potencia.

C, D, E y G: Pueden estar más o menos plegados que lo indicado, pero esto no altera su resistencia. Si presentan deformación tectónica, fallamientos y pérdidas de continuidad, cambie estas categorías a F y H. G. Esquistos limosos o arcillosos no perturbacos, con o sin intercalaciones de estratos delgados de arenisca.

D. Limolitas o esquistos limosos con estratos de arenisca.

E. Limolitas débiles o esquistos arcillosos con estratos de arenisca.

F. Esquistos limosos o arcillosos, deformados tectónicamente, muy plegados y Cizallados, con estratos de arenisca deformados y quebrados, definiendo una estructura casi caótica. H. Esquistos limosos o arcillosos, deformados tectónicamente, con una estructura caótica y bolsones de arcilla. Estratos delgados de arenisca quebrados en pequeños bloques de roca.

70

MUY MALA Muy lisas y pulidas o de superficies muy meteorizadas, y con pátinas o rellenos de arcilla blanda.

MALA Muy lisas, ocasionalmente pulidas, con pátinas compactas o rellenos con fragmentos angulosos.

COMPOSICION Y ESTRUCTURA DEL MACIZO ROCOSO

REGULAR Lisas, superficies moderadamente meteorizadas y lateradas.

(Marinos & Hoek (2000))

En base a una descripción de la litología, la estructura del macizo y la condición de las estructuras (especialmente los planos de estratificación), seleccione una zona en la tabla. Ubique en esa zona la posición correpondiente a la condición de las estructuras y estime el valor medio de GSI. NO trate de ser demasiado preciso. De hecho, el considerar 33 ≤ GSI ≤ 37 es más realista que suponer GSI = 35. Note que esta tabla NO es aplicable a problemas con control estructural. Si hay estructuras desfavorablemente orientadas ellas controlarán el comportamiento del macizo rocoso. En aquellos casos en que la resistencia al corte de las estructuras podria ser afectada por la humedad, deberá considerarse la eventual presencia de agua. Esto puede hacerse “desplazando hacia la derecha” el rango estimado para GSI para condiciones regular, mala o muy mala de las estructuras. La presión del agua no se considera al evaluar el GSI (análisis en esfuerzos efectivos).

BUENA Rugosas, superficies algo meteorizadas.

INDICE DE RESISTENCIA GEOLOGICA MACIZOS ROCOSOSO ESTRATIFICADOS HETEROGENEOS

MUY BUENA Muy rugosas, superficies frescas o no Meteorizadas.


CONDICION ESTRUCTURAS (PLANOS DE ESTRATIFICACION)

ICS-II, Tarea 4

A 20

60

B, C, D, E

50

F 30

40

N/A

10

N/A

G

H

Indica deformación por tectonismo.

Figura 7.6: Carta para evaluar el índice de resistencia geológica en macizos rocosos estratificados y heterogéneos (Marinos & Hoek (2000)).

Respecto al uso del índice GSI para caracterizar geotécnicamente el macizo rocoso, es conveniente indicar lo siguiente: (a) No es aplicable en aquellos casos en que el comportamiento del macizo rocoso presenta un claro control estructural. De hecho, cuando el macizo presenta solo dos sets de estructuras el criterio de Hoek-Brown (para el cual fue desarrollado el GSI) debe aplicarse con mucho cuidado10. (b) No considera la resistencia en compresión uniaxial de la roca intacta, ya que al evaluar la resistencia del macizo se incluyen los parámetros que definen el criterio de Hoek-Brown (si se incluyera se “contaría dos veces”). (c) No considera el espaciamiento entre estructuras, ya que éste está implícitamente incluido al evaluar la blocosidad del macizo rocoso (a mayor espaciamiento el macizo es más masivo y a menor espaciamiento es de mayor blocosidad). (d) No considera la condición de aguas porque el criterio de Hoek-Brown se define en términos de esfuerzos efectivos (si se incluyera se “contaría dos veces”). (e) El índice GSI debe definirse en un rango y no como un valor específico. En la práctica es usual definir un rango de unos 15 puntos (o sea una de las “cajas” en Figura 7.5). (f) En casos especiales, como macizos rocosos heterogéneos, puede ser necesario desarrollar una versión especial de la tabla de calificación del índice GSI. Un ejemplo de esto se muestra en Figura 7.6, donde se presenta una tabla desarrollada por Marinos & Hoek (2000) para el caso de macizos heterogéneos estratificados. 10

En principio puede considerarse que mientras más sets de estructuras tenga el macizo rocoso éste se hace más isotrópico, y más aplicable resulta el criterio de Hoek-Brown.

51

ICS-II, Tarea 4


(g)

Se requiere bastante criterio y experiencia para aplicar este método al mapeo geotécnico de sondajes; por lo que muchas veces en la práctica resulta preferible utilizar otro sistema de calificación para el mapeo de sondajes (e.g. el sistema RMR de Bieniawski), y luego transformar los resultados a valores de GSI conforme a los criterios siguientes (Hoek et al. (1995)): (i) Si se utiliza la versión 1976 del índice RMR (Bieniawski (1976)), deberá suponerse que el macizo rocoso está completamente seco y no deberá efectuarse ajuste por orientación de las estructuras. El valor resultante del índice RMR76 se relaciona con el índice GSI de la siguiente forma: Si RMR76 ≥ 18 entonces GSI = RMR76 Si RMR76 < 18 entonces no puede estimarse el valor de GSI (la estimación resulta poco confiable) (ii)

Si se utiliza la versión 1989 del índice RMR (Bieniawski (1989)), deberá suponerse que el macizo rocoso está completamente seco y no deberá efectuarse ajuste por orientación de las estructuras. El valor resultante del índice RMR89 se relaciona con el índice GSI de la siguiente forma: Si RMR89 ≥ 23 entonces GSI = RMR89 - 5 Si RMR89 < 23 entonces no puede estimarse el valor de GSI (la estimación resulta poco confiable)

(iii)

Si se utiliza el índice Q (Barton et al. (1974)), deberá suponerse que el macizo rocoso está completamente seco y la magnitud del estado tensional es moderada, con lo que los parámetros Jw y SRF se hacen iguales a 1.0. El valor resultante del índice Q’ se relaciona con el índice GSI de la siguiente forma:

GSI = 9 ln Q ' + 44

(7.5)

Note que el valor mínimo de Q’ es 0.0208, lo que resulta en un GSI de 9, equivalente a una zona de cizalle potente, con relleno de salbanda arcillosa.

7.2.5 Comentarios sobre los Métodos de Calificación Geotécnica Como se muestra en Tabla 7.2, la información resultante de una buena caracterización geológica, estructural y geotécnica del macizo rocoso permite utilizar cualquiera de los sistemas de calificación y clasificación geotécnica antes reseñados; sin embargo, aquí se recomienda lo siguiente: (a)

(b)

(c)

Utilizar simultáneamente los índices IRMR & MRMR (Laubscher & Jakubec (2001) y GSI (Hoek et al. (2002)) como sistemas de calificación y clasificación geotécnica. Esto permite aprovechar la experiencia minera asociada al uso del índice MRMR y, al mismo tiempo, las ventajas que presenta el índice GSI en lo que dice relación con la evaluación de las propiedades geomecánicas del macizo rocoso11. Definir, para cada sector o zona geotécnica en que se haya zonificado el área de interés, el rango que tienen estos índices. Es mucho más realista el considerar que los índices presentan un rango (e.g. 40 ≤ IRMR ≤ 50, o 45 ≤ GSI ≤ 60) que suponer un valor medio para los mismos (e.g. IRMR = 45, o GSI = 53)12. Definir claramente el rango de variación y los valores típicos o más representativos de cada uno de los parámetros que definen cada índice de calida geotécnica (BS, JS y JC en el caso del índice IRMR, y RMS y JC en el caso del índice GSI).

11

Teniendo presente que para le mapeo de sondajes el índice GSI deberá calcularse indirectamente, en base al índice RMR o al índice Q’, de acuerdo a lo expuesto en páginas anteriores.

12

Obviamente resulta absurdo el uso de decimales en un índice de calidad geotécnica.

52

ICS-II, Tarea 4


Tabla 7.2 (a) PARÁMETROS CONSIDERADOS POR LOS SISTEMAS DE CALIFICACIÓN GEOTÉCNICA Ítem

ROCA INTACTA

Parámetro Resistencia en compresión uniaxial de la roca “intacta” Resistencia en tracción de la roca intacta

Sistema de Calificación Geotécnica

Q SRF

(b)

SRF

(b)

RMR

MRMR

GSI

UCS

BS

(3)

RMS

Blocosidad del macizo rocoso

MACIZO ROCOSO

Tamaño de los bloques que conforman el macizo

RMS (b)

Trabazón de los bloques que conforman el macizo

RMS

Número de sets de estructuras presentes en el macizo Designación de calidad RQD

Jn

JS

RQD

RQD (1)

Potencial de meteorización Heterogeneidades del macizo rocoso Presencia de estructuras mayores

SRF

(b)

(2)

(4)

SRF

(b)

(1)

(4)

Orientación de las estructuras Espaciamiento entre estructuras Persistencia o extensión de las estructuras

Rugosidad a escala menor

Jr

Potencia de las estructuras selladas o con relleno

TRONADURAS (a) (b) (1) (2) (3) (4) (5)

Jr

(1)

(1)

s

JS , BS

JC

JC

(b)

JC

JC

JC

JC

JC

JC

BS, JS, JC

JC (b)

JC

Ja , Jr (b)

JC

Ja

Condición de la roca de caja

Ja

JC

JC

JC

Percolación por las estructuras (cualitativa)

Jw

WC

(1)

(5)

WC

(1)

(5)

WC

(1)

(5)

(1)

(3)

Flujo (estimación cuantitativa del gasto)

Estimación cualitativa Estimación cuantitativa

Jw

JC

(b)

Tipo de relleno

Presión (estimación cuantitativa) ESTADO TENSIONAL

Jr

(b)

Jr

Apertura de las estructuras abiertas

CONDICIÓN DE AGUAS

Jr (b)

Rugosidad a escala intermedia ESTRUCTURAS

RMS (b)

(b)

Jw SRF SRF

(b)

WC

Daño inducido en el macizo rocoso por la tronadura

(b)

(3) (1)

(3)

Se refiere a las versiones más recientes de cada sistema. Lo considera indirectamente, en forma parcial, o sólo en algunos casos. Lo considera como factor de ajuste o corrección del índice de calidad geotécnica. Lo considera mediante curvas de ponderación para obtener un valor equivalente. Lo considera al definir la resistencia del macizo rocoso. Lo considera si se define un sistema especial de calificación, como el ejemplo de Figura 5.28. Supone que el análisis geotécnico se hará en términos de esfuerzos efectivos.

53

ICS-II, Tarea 4


(d)

(e)

Definir claramente el razonamiento en que se basa la selección de los coeficientes de ajuste para cada uso que se pretenda hacer del índice MRMR, e indicar en cada caso el rango que tendría este índice (ver (b)). Obtener y presentar la información básica de forma tal que cualquier persona pueda entender claramente el proceso de evaluación de los índices de calidad geotécnica y/o evaluar otros índices adicionales (por ejemplo Q).

7.3 Propiedades del Macizo Rocoso Una vez evaluadas las propiedades de la roca “intacta” y definida la calida geotécnica del macizo rocoso, es posible evaluar las propiedades geomecánicas de éste. Para esto se recomienda emplear el criterio generalizado de Hoek-Brown (ver Hoek et al. (2002)), con lo que la resistencia del macizo rocoso puede evaluarse como:

σ

  σ' = σ + σ ci  mb 3 + s  σ ci  

' 1

a

' 3

(7.6)

donde σ’1 y σ’3 son los esfuerzos principales efectivos en la condición de falla, σci es la resistencia en compresión uniaxial de la roca “intacta”, y mb, s y a son constantes del material que están dadas por:

 GSI − 100  mb = mi exp   28 − 14 D 

(7.7)

 GSI − 100  s = exp   9 − 3D 

(7.8)

(

1 1 −GSI / 15 a = + e − e −20 / 3 2 6

40

)

30

σ 1' =

10

  σ' σ 1' = σ 3' + σ ci  mb 3 + s  σ ci   -5

c =

(

0

10

a

σ3’

σ 3' max

Figura 7.7: Ajuste de una envolvente lineal a la envolvente de Hoek-Brown (Hoek et al. (2002)).

6amb s + mb σ 3'

(

)

a −1

 2(1 + a )(2 + a ) + 6am s + m σ ' b b 3 

)

a −1

(

)

a −1

)(

σ ci (1 + 2a )s + (1 − a )mb σ 3' s + mb σ 3' n

(

5

σt

Ajustando una envolvente lineal a la de Hoek-Brown, como se muestra en Figura 7.7, es posible determinar valores para la cohesión, c, y el ángulo de fricción, φ, del macizo rocoso como:



2c cos φ 1 + sin φ ' + σ3 1 − sin φ 1 − sin φ

20

(7.9)

donde mi es el valor del parámetro m para la roca “intacta” (ver Tabla 7.1), GSI es el índice de resistencia geológica del macizo rocoso (ver Figura 7.5), y D es un factor que considera la perturbación que producen en el macizo rocoso el desconfinamiento y las tronaduras. En Tabla 7.3 se presentan algunas guías para evaluar D.

φ = sin −1 

σ1’

50

)

' (1 + a )(2 + a ) 1 + 6amb s + mb σ 3n (1 + a )(2 + a )

a −1

   

(7.10)

(7.11)

54

ICS-II, Tarea 4


Tabla 7.3 GUÍAS PARA EVALUAR EL PARÁMETRO D (Hoek et al. (2002))

EXCAVACIONES SUBTERRÁNEAS

TALUDES

D

Condición

Condición

Excavación mecanizada (TBM), con mínima perturbación al macizo rocoso.

Excavación mecanizada en macizos de mala calidad geotécnica, con mínima perturbación al macizo rocoso.

Excavación sin tronadura en macizos de mala calidad geotécnica, con mínima perturbación al macizo rocoso.

Excavación mediante tronaduras controladas (e.g. pre-splitting), con mínimo daño al macizo rocoso.

0.0

Excavación mediante tronaduras controladas de excelente calidad, con mínima perturbación al macizo rocoso.

Excavación mediante tronaduras de mala calidad en taludes de obras civiles.

Excavación en macizos de mala calidad geotécnica donde se produce flujo plástico (squeezing) y notorios levantamientos de piso (perturbación severa).

0.5

Desarrollo de expansiones en rajos de gran tamaño y profundidad, mediante tronaduras de producción.

Excavación con tronaduras de muy mala calidad en roca dura, lo que induce daño severo al macizo rocoso hasta unos 2 a 3 m de la caja del túnel o galería.

0.8

σ 3n =

donde:

σ 3' max σ ci

D

0.7

1.0

(7.12)

y σ’3max corresponde al límite superior del rango de esfuerzos de confinamiento considerado. Hoek et al. (2002) discuten la selección del valor más apropiado para este límite superior. Conocidos c y φ es posible definir la envolvente de Mohr-Coulomb para el macizo rocoso:

σ 1' =

2c cos φ 1 + sin φ ' σ3 + 1 − sin φ 1 − sin φ

(7.13)

Esto permite definir una resistencia “global” en compresión uniaxial para el macizo rocoso (Hoek & Brown (1997)), como:

σ cm =

2c cos φ 1 − sin φ

= σ ci

a −1    mb + 4s − a(mb − 8s ) mb + s     4     2(1 + a )(2 + a )

(7.14)

Para evaluar el módulo de deformabilidad del macizo rocoso, Em, Hoek et al. (2002) sugieren utilizar la formula siguiente:

Em

D   = 1 − × 2  

σ ci 100

× 10

 GSI − 10    40  

(7.15)

donde Em se expresa en GPa, y σci en MPa. Para estimar la razón de Poisson del macizo rocoso, νm, puede utilizarse la siguiente formula empírica (Karzulovic (1999)):

υ m = 0 .4 −

GSI 0.7 100

(7.16)

55

ICS-II, Tarea 4


Conocidos Em y νm pueden evaluarse los módulos de corte, Gm, y de deformabilidad volumétrica, Bm, del macizo rocoso:

Gm =

Em 2(1 + υ m )

(7.17)

Bm =

Em 3 (1 − 2υ m )

(7.18)

Respecto a las propiedades del macizo rocoso así evaluadas cabe señalar lo siguiente: (1)

No son aplicables en aquellos casos en que el comportamiento del macizo rocoso presenta un claro control estructural.

(2)

Dado que dependen del índice GSI y éste no tiene un valor único, las propiedades del macizo rocoso tienen una cierta incerteza asociada. Hoek (1998) discute la confiabilidad de la estimación de estas propiedades; sin embargo, como guía pueden considerarse la información que se presenta en Tabla 7.4. Tabla 7.4 VARIABILIDAD DE LAS PROPIEDADES GEOMECÁNICAS DEL MACIZO ROCOSO Calidad de la Información Básica Parámetros Geomecánicos

Deficiente

Regular

Buena

Coeficiente de Variación (%) Resistencia en compresión uniaxial de la roca intacta, σci

60

40

25

Parámetro mi

50

30

20

Parámetro mb

75

50

40

Parámetro s

150

100

50

Parámetro a

1a5

<1

<1

Cohesión, c

75

50

30

Angulo de fricción, φ

20

15

10

Razón de Poisson, νm

12

8

5

Módulo de deformabilidad, Em

80

50

30

85

55

35

Módulo de corte, Gm Módulo de deformabilidad volumétrica, Bm

Aquí la variabilidad se refiere al rango de valores que podría tomar una propiedad geomecánica DADO QUE se dispone de información básica de cierta calidad (o sea NO se refiere a la desviación de dicha propiedad respecto a su valor “verdadero”). El coeficiente de variación se define como la razón entre la desviación estándar y la media.

7.4 Propiedades de las Estructuras La correcta evaluación de las propiedades geomecánicas de las estructuras presentes en el macizo rocoso resulta difícil en la práctica, debido a los efectos de escala y la dificultad y costo de ejecutar ensayos in situ. Para una discusión detallada sobre las propiedades de las estructuras pueden consultarse los trabajos de Goodman (1989), Priest (1993) y Hoek (2000); sin embargo, en lo que sigue se resumen los criterios de caracterización y se presentan algunas recomendaciones prácticas.

56

ICS-II, Tarea 4


7.4.1 Resistencia al Corte Hoek & Bray (1981) indican que la resistencia al corte de estructuras lisas o no rugosas puede evaluarse mediante el criterio de Mohr-Coulomb, considerando que la resistencia peak queda dada por:

τ max = c j + σ n' tan φ j

(7.19)

donde φj y cj corresponden al ángulo de fricción y la cohesión para la condición de resistencia peak13, y σ’n es el valor medio del esfuerzo normal efectivo actuante sobre el plano de la estructura. En condición residual, o sea cuando se ha excedido la resistencia peak y han ocurrido desplazamientos importantes en el plano de la estructura, la resistencia al corte queda dada por:

τ max = c jres + σ n' tan φ jres donde φjres y cjres corresponden al ángulo de fricción y la cohesión para la condición de resistencia residual (usualmente la cohesión es nula en la condición residual), y σ’n es el valor medio del esfuerzo normal efectivo actuante sobre el plano de la estructura. Este criterio de resistencia se ilustra en Figura 7.8, y es el más utilizado en la práctica. Como el criterio de Mohr-Coulomb ignora la no linealidad de la envolvente de resistencia al corte, la determinación de los parámetros de resistencia al corte debe hacerse para un rango de presiones de confinamiento acorde a la situación que se tendrá en terreno (de lo contrario éstos podrían no ser válidos).

(7.20)

τ

PE AK

τ

CONDICION PEAK

IS

TE

NC I

A

Curva carga-deformación para un valor dado del esfuerzo normal efectivo.

RE S

CONDICION RESIDUAL

u

φj cj

I RES

STE

NCI

E A R

UAL SI D

φ jres cjres

σn

Figura 7.8: Criterio lineal de Mohr-Coulomb para la resistencia peak y residual de una estructura.

Por esto, se debe ser especialmente cuidadoso al considerar valores “típicos” referenciados en la literatura técnica, ya que si estos valores han sido determinados para un rango de presiones de confinamiento distinto al caso que interesa los mismos no serán aplicables. Al respecto, cabe señalar que la mayoría de los valores “típicos” citados en la literatura técnica corresponden a evaluaciones de la resistencia de estructuras abiertas o con rellenos blandos y/o débiles, en condición de poco confinamiento, por lo que si bien estos valores “típicos” podrían resultar de utilidad en el caso de taludes rocosos, los mismos no serían aplicables al caso de minería subterránea, donde las presiones de confinamiento son sustancialmente mayores que en el caso de los taludes de minas a rajo abierto. Sin perjuicio de lo recién expuesto, en Tabla 7.5 se presentan algunos valores de la cohesión y el ángulo de fricción de estructuras que han sido reseñados en la literatura técnica. Si bien las discusiones respecto al efecto de escala de los parámetros que definen la resistencia al corte de las estructuras según el criterio de Mohr-Coulomb son limitadas, los antecedentes disponibles permiten indicar que: 13

Evaluados para el valor peak o máximo del esfuerzo de corte correspondiente a cada presión de confinamiento, que usualmente ocurre para valores pequeños del desplazamiento en el plano de la estructura.

57

ICS-II, Tarea 4


Tabla 7.5 PARÁMETROS DE RESISTENCIA AL CORTE DE ESTRUCTURAS CITADOS EN LA LITERATURA Resistencia al Corte Roca de Caja y/o Relleno

Peak

Residual

φj

cj

φjres

cjres

(°)

(kPa)

(°)

(kPa)

Calizas cristalinas

42 a 49

0

Calizas porosas

32 a 48

0

Creta

30 a 41

0

Areniscas

32 a 37 120 a 660 24 a 35

0

Limonitas

20 a 33 100 a 790

Comentarios

Referencia

(1) ESTRUCTURAS LIMPIAS O SIN RELLENO

Lutitas blandas

15 a 39

EL (σn < 4 MPa?)

0 a 460

Lutitas

22 a 37

0

Esquistos

32 a 40

0

Cuarcitas

23 a 44

0

Rocas ígneas de grano fino

33 a 52

0

Rocas ígneas de grano grueso

31 a 48

0

Basalto

40 a 42

0

Calcita

40 a 42

0

Arenisca dura

34 a 36

0

Dolomita

30 a 38

0

Esquistos

21 a 36

0

Yeso

34 a 35

0

Cuarcita micácea

38 a 40

0

Gneiss

39 a 41

0

Pórfidos cupríferos

45 a 60

0

Granito

45 a 50

1000 a 2000

CDH (σn < 4 MPa?)

Franklin & Dusseault (1989)

Giani (1992)

BA inestabilidades menores en Mina Chuquicamata IST (σn < 3 MPa?)

Plano de diaclasamiento en esquisto biotítico

37 a 43

0

BA (SD: 120m × 100m)

Plano de diaclasamiento en cuarcita

34 a 38

0

BA (SD: 20m × 10m)

Plano de estratificación con arcilla un paquete de areniscas y limonitas

12 a 14

0

BA (SD: 250m × 100m)

Plano de estratificación con arcilla en un esquisto meteorizado

14 a 16

0

BA (SD: 30m × 30m)

Lama & Vutukuri (1978) McMahon (1985)

(2) ESTRUCTURAS CON RELLENO

EL CDH BA SD IST IP

McMahon (1985)

Ensayos de laboratorio Ensayos de corte directo con una máquina tipo Hoek Análisis retrospectivo de inestabilidades con control estructural. Extensión areal de la superficie de deslizamiento considerada en el análisis retrospectivo Ensayos de corte directo in situ Índice de plasticidad de la arcilla

58

ICS-II, Tarea 4


Tabla 7.5 (continuación) PARÁMETROS DE RESISTENCIA AL CORTE DE ESTRUCTURAS CITADOS EN LA LITERATURA Resistencia al Corte Roca de Caja y/o Relleno

Peak

Residual

φj

cj

φjres

cjres

(°)

(kPa)

(°)

(kPa)

Comentarios

Referencia

(2) ESTRUCTURAS CON RELLENO (continuación) Plano de estratificación con arcilla en lutita blanda

20 a 24

0

BA (SD: 200m × 600m)

Plano de estratificación con arcilla en lutita blanda

17 a 21

0

BA (SD: 120m × 180m)

Plano de estratificación con arcilla en lutita

19 a 27

0

BA (SD: 80m × 60m)

Plano de foliación con pátina de clorita en un esquisto clorítico

33 a 36

0

BA (SD: 120m × 100m)

Basalto con rellenos de roca brechizada y arcilla

42

237

IST (σn: 0 a 2.5 MPa)

Zona de cizalle en granito, con roca brechizada y salbanda arcillosa

45

254

IST (σn: 0.3 a 0.7 MPa)

Planos de estratificación en cuarcita esquistosa con una pátina de arcilla

41

725

IST (σn: 0.3 a 0.9 MPa)

Planos de estratificación en cuarcita esquistosa con una pátina de arcilla

41

598

IST (σn: 0.5 a 1.1 MPa)

Planos de estratificación en cuarcita esquistosa con relleno centimétrico de arcilla

31

372

IST (σn: 0.2 a 0.4 MPa)

Caliza con pátinas de arcilla ( < 1 mm)

21 a 17

49 a 196

Caliza con rellenos milimétricos de arcilla

13 a 14

98

Plano de estratificación en grauvaca con relleno arcilloso de 1 a 2 mm Vetillas de arcilla de 1 a 2.5 cm en mantos carboníferos

16

12

Esquistos laminados y alterados con pátinas de arcilla

33

50

McMahon (1985)

Barton (1987)

IST (σn: 0.1 a 2.5 MPa) 21

0

11 a 12

0

IST (σn: 0.0 a 2.5 MPa)

IST (σn < 3 MPa?)

(3) ESTRUCTURAS CON RELLENOS ARCILLOSOS DE POTENCIA IMPORTANTE (LA RESISTENCIA DE LA ESTRUCTURA QUEDA DEFINIDA BÁSICAMENTE POR EL MATERIAL DE RELLENO)

EL CDH BA SD IST IP

Arcillas del tipo esmectita

5 a 10

0

Arcillas del tipo caolinita

12 a 15

0

Arcillas del tipo illita

16 a 22

0

Arcillas del tipo clorita

16 a 22

0

Arcillas con IP < 20%

12 a 28

0

Arcillas con 20% < IP < 40%

9 a 16

0

Arcillas con 40% < IP < 60%

8 a 14

0

Arcillas con IP > 60%

7 a 12

0

EL (σn < 4 MPa ?)

Correlaciones con resultados de ensayos de laboratorio e in situ


Hunt (1986)


59

ICS-II, Tarea 4


Tabla 7.5 (continuación) PARÁMETROS DE RESISTENCIA AL CORTE DE ESTRUCTURAS CITADOS EN LA LITERATURA Resistencia al Corte Roca de Caja y/o Relleno

Peak

φ

(°)

Residual

c (kPa)

φ

(°)

Comentarios

Referencia

c (kPa)

(3) ESTRUCTURAS CON RELLENOS ARCILLOSOS DE POTENCIA IMPORTANTE (continuación) (LA RESISTENCIA DE LA ESTRUCTURA QUEDA DEFINIDA BÁSICAMENTE POR EL MATERIAL DE RELLENO)

Concreto liso y relleno arcilloso

9 a 16

240 a 425

EL (corte directo)

Bentonita

9 a 13

60 a 100

Ensayos triaxiales

Rellenos arcillosos consolidados

12 a 19

0 a 180

Caliza con relleno de 6 cm de arcilla

10 a 16

0a3

13

0

Potyondy (1961) Barton (1974)

IST (σn: 0.8 a 2.5 MPa) Barton (1987)

Esquistos con rellenos de 10 a 15 cm de arcilla

32

78

IST (σn: 0.3 a 0.8 MPa)

Cuarcitas y esquistos silicios con rellenos de 10 a 15 cm de arcilla y roca brechizada.

32

29

IST (σn: 0.3 a 1.1 MPa)

Vetilla de bentonita-montmorillonita en creta, con una potencia de 8 cm

7a8

15

IST (σn < 1 MPa?)

Zona de falla con relleno potente de salbanda arcillosa

25

75

BA deslizamiento plano

Barton (1987)

(4) ESTRUCTURAS CON RELLENOS NO ARCILLOSOS DE POTENCIA IMPORTANTE (LA RESISTENCIA DE LA ESTRUCTURA QUEDA DEFINIDA BÁSICAMENTE POR EL MATERIAL DE RELLENO)

Lechada de cemento Pórtland

16 a 22

0

Arena de cuarzo y feldespato

28 a 40

0

Concreto liso y relleno de limo compacto

40

0

Concreto rugoso y relleno de limo compacto

40

0

Concreto liso y relleno de arena densa

44

0

Concreto rugoso y relleno de arena densa

44

0

EL CDH BA SD IST IP

EL (σn < 4 MPa?)


EL (corte directo)

Potyondy (1961)


(a) (b)

(c)

(d)

Las determinaciones en laboratorio tienden a sobre-estimar el valor peak de la resistencia al corte de las estructuras, especialmente en la cohesión. La resistencia peak de estructuras limpias y rocas de caja relativamente competentes, a escalas de 10 a 30 m y en condición de muy bajo confinamiento (o sea la condición predominante en los bancos de una mina a rajo abierto), queda definida por valores muy bajo a nulos de la cohesión y ángulos de fricción en el rango de 45° a 60° (conforme con los resultados de numerosos análisis retrospectivos de inestabilidades con control estructural a nivel de bancos). En condición de bajo confinamiento y a escalas de 50 a 200 m, las estructuras con rellenos arcillosos centimétricos presentan resistencias peak “típicas” caracterizadas por cohesiones en el rango de 0 a 75 kPa, y ángulos de fricción en el rango de 18° a 25°. En condición de bajo confinamiento y a escalas de 25 a 50 m, las estructuras selladas con rellenos no arcillosos presentan resistencias peak “típicas” caracterizadas por cohesiones en el rango de 50 a 150 kPa, y ángulos de fricción en el rango de 25° a 35°.

60

ICS-II, Tarea 4


Barton (1971,1973) propuso un modelo no lineal empírico para la resistencia al corte de las estructuras, sugiriendo que ésta podía determinarse con una precisión razonable si se consideraba la resistencia en compresión uniaxial de la roca de caja, JCS. Posteriormente, Barton & Choubey (1977) extendieron el criterio para incluir distintos grados de rugosidad en términos de un índice de rugosidad de la estructura, JRC. Barton y sus colaboradores han continuado mejorando este criterio, que actualmente se conoce como criterio de Barton-Bandis: 

  JCS   + φb    σn  

τ max = σ n tan JRC lg  

(7.21)

donde φ b es el ángulo de fricción básico de la roca de caja de la estructura (medido sobre un plano liso de dicha roca), JRC es el coeficiente de rugosidad de la estructura, y JCS es la resistencia en compresión uniaxial de la roca que forma la rugosidad de la estructura. En general los valores de

Tabla 7.6 VALORES TÍPICOS DEL ANGULO BÁSICO DE FRICCIÓN

como guía para una primera estimación, en Tabla 7.6 se resumen valores típicos del ángulo de fricción básico para distintos tipos de roca.

(tomada de Barton (1973) y Barton & Choubey (1977))

φb son cercanos a 30° y,

La determinación del coeficiente de rugosidad de la estructura, JRC, suele hacerse mediante la comparación visual de la estructura con perfiles de rugosidad (ver Figuras 6.9 y 6.10). También puede recurrirse a ensayos simples de terreno, como los “tilt tests” y “pull tests” descritos por Bandis et al. (1981).

Roca de Caja

Condición Seca Saturada Angulo Básico de Fricción

Anfibolita

32°

Arenisca

26° a 35°

25° a 34°

Basalto

35° a 38°

31° a 36°

Caliza

31° a 37°

27° a 35°

Conglomerado

35°

Creta

30°

Esquisto

27°

Dolomita

31° a 37°

27° a 35°

Gneiss esquistoso

26° a 29°

23° a 26°

Granito Fino

31° a 35°

29° a 31°

Granito Grueso

31° a 35°

31° a 33°

Limonita

31° a 33°

27° a 31°

Pórfido

31°

El valor del índice JCS puPizarra 25° a 30° 21° de suponerse igual a la resistencia en compresión uniaxial de la roca de caja, UCS, si ésta se observa fresca o poco meteorizada, pero en el caso de estructuras que han sufrido fuerte meteorización el valor de JCS puede llegar a ser incluso menor que el 25% de UCS. Para evaluar el valor de JCS puede recurrirse al martillo Schmidt, utilizando los ábacos que presentan Hoek & Bray (1981) o bien la correlación propuesta por Miller (1965):

JCS = 10 (1.01 + 0.00088 γR )

(7.22)

donde R es el número de rebote del martillo Schmidt, γ es el peso unitario de la roca (en kN/m3) y JCS está expresado en MPa; sin embargo, en la práctica se requiere bastante criterio dada la gran variabilidad en los valores de R. Existe evidencia experimental que demuestra la existencia de un efecto de escala en el comportamiento mecánico de las estructuras. El criterio de Barton-Bandis considera este efecto suponiendo que en la medida que aumenta la extensión de la estructura disminuye la importancia relativa de la rugosidad, como componente geométrico, y también del cizalle de las asperezas que definen la rugosidad, como componente puramente resistente.

61

ICS-II, Tarea 4


Conforme con esto, Barton & Bandis (1982) proponen reducir los coeficientes JRC y JCS según las siguientes ecuaciones empíricas:

JRC F

 L  = JRCO  F   LO 

JCS F

 L  = JCSO  F   LO 

−0.02 JRCO

(7.23)

−0.03 JRCO

(7.24)

donde JRCF y JCSF son los valores de terreno, JRCO y JCSO son los valores de referencia (usualmente respecto a una escala de 10 cm a 1 m), LF es la traza de la estructura en terreno y LO es la traza de referencia (usualmente 10 cm a 1 m). Sin perjuicio de esto, aquí se recomienda limitar la reducción de JCS de modo que JCSF / JCSO ≥ 0.7, a menos que existan razones fundamentadas para aceptar una mayor reducción; y en el caso de JRC limitar esta reducción de modo que JRCF / JRCO ≥ 0.3, o bien evaluar JRC directamente en terreno considerando trazas expuestas de a lo menos 5 m. Respecto a la resistencia al corte de las estructuras geológicas hay un aspecto muy importante, que usualmente es ignorado y dice relación con la forma en que se aplica la carga normal y/o se restringe la dilatancia. De hecho, hay 3 posibilidades básicas: Se aplica una carga normal constante y no hay restricción a la dilatancia. Este caso se puede denominar “corte con carga normal constante”. La restricción a la dilatancia queda definida por una rigidez normal constante, por lo que la carga normal depende del desplazamiento tangencial al plano medio de la estructura pero la razón carga-desplazamiento permanece constante. Este caso se puede denominar “corte con rigidez normal constante”. La carga normal aumenta de modo tal que se impide la dilatancia. Este caso se puede denominar “corte sin dilatancia”. Obviamente la resistencia al corte dependerá, especialmente en el caso de estructuras rugosas, de la forma como se aplica la carga normal y/o se restringe la dilatancia. Esto se muestra en las curvas de Figura 7.9, donde se tiene que: Si una estructura rugosa se somete a un ensayo de corte con una carga normal muy baja (i.e. sólo el peso propio del bloque que constituye la caja superior de la estructura), entonces: → No hay cambios en la condición inicial de la estructura (ni aumenta ni disminuye su apertura, punto “0” en (a)). → →

La dilatancia ocurre sin restricción (∆v aumenta sin restricción al aumentar ∆u, curva σ = 0 en (b)). La resistencia al corte es mínima, porque el poco confinamiento no permite “aprovechar” la componente friccionante de la resistencia al corte de la estructura (curva σ = 0 en (c)).

Por otra parte, si antes de aplicar el esfuerzo de corte se aplica un esfuerzo normal de magnitud A, B, C o D (donde A < B < C < D), entonces: → Inicialmente se producirá inicialmente una disminución de la apertura media de la estructura, igual a a, b, c o d, respectivamente (donde a < b < c < d, como se muestra en (a)). → Si después de la aplicación del esfuerzo normal se aplica un esfuerzo de corte, se producirá un desplazamiento tangencial, ∆u, y un desplazamiento normal al plano de la estructura, ∆v, cuya razón dependerá de la rugosidad movilizada. Al incrementar el esfuerzo de corte se incrementará ∆u hasta alcanzar la resistencia peak de la estructura, después de lo cual se producirá una disminución de

62


Apertura

∆V

A

B

C

D

σ

0

(a) Cierre

a b c d

Vmc

σ=0 ∆V

Apertura

σ=A

(b)

1

0 a b c d

Cierre

ICS-II, Tarea 4

3

4

2

5

σ=B ∆U

σ=C σ=D

6

τ σ=D Trayectoria 0, 3, 6

σ=C Resistencia sin permitir dilatancia

(c)

Trayectoria 0, 1, 2

σ=B σ=A σ=0

∆U

Figura 7.9: Interacción entre la deformación normal, la deformación por corte, la dilatancia, el esfuerzo normal y el esfuerzo de corte para el caso de una estructura rugosa, donde se ilustra el efecto de la trayectoria de esfuerzos en la resistencia al corte de la estructura (Goodman (1989)).

→

→

resistencia al seguir aumentando ∆u. Esto permite obtener las curvas desplazamiento normal vs. desplazamiento tangencial y esfuerzo de corte vs. desplazamiento tangencial para cada valor del esfuerzo normal aplicado, como se muestra en (b) y (c). En la medida que aumenta el esfuerzo normal la dilatancia disminuye, por efecto del “cierre” inicial y, también, por el daño inducido a las asperezas de la roca de caja (que se traduce en una disminución de la rugosidad y de la dilatancia). En la medida que aumenta el esfuerzo normal aumenta la resistencia al corte, ya que se “aprovecha más” la componente friccionante de ésta.

La resistencia efectivamente movilizada dependerá de las posibles restricciones a la dilatancia, y puede definirse del conjunto de curvas. Así, por ejemplo: → Si el esfuerzo normal inicial es pequeño y existen condiciones tales que impiden la dilatancia, entonces: cuando ∆u = “1” se tendrá que σn = A (ver (b)) cuando ∆u = “2” se tendrá que σn = B (ver (b)) y la variación de τ con ∆u ocurrirá según el locus 0-1-2 (ver (c)). →

Si el esfuerzo normal inicial es de magnitud A y existen condiciones tales que impiden la dilatancia, entonces: cuando ∆u = “0” se tendrá que σn = A (ver (b)) cuando ∆u = “4” se tendrá que σn = B (ver (b)) cuando ∆u = “5” se tendrá que σn = C (ver (b)) y la variación de τ con ∆u ocurrirá según el locus 0-3-6 (ver (c)).

63

ICS-II, Tarea 4


Lo recién expuesto demuestra el hecho que la resistencia al corte de las estructuras depende de la trayectoria de esfuerzos, debido a la interacción que existe entre las deformaciones normales y tangenciales, la dilatancia, el esfuerzo normal y el esfuerzo de corte. Esto es usualmente ignorado al definir la resistencia al corte de una estructura, y los criterios de resistencia al corte antes reseñados suponen que el esfuerzo normal permanece constante durante todo el proceso de deformación por corte, incluso si la estructura es rugosa. Esta simplificación puede ser aceptable en el caso de taludes, donde un bloque que desliza no tiene mayores restricciones a la dilatancia del plano de deslizamiento, pero no necesariamente es aceptable en el caso de excavaciones subterráneas donde si pueden existir restricciones a la dilatancia (especialmente si dos de las caras del bloque potencialmente inestable son paralelas o cuasi-paralelas).

7.4.2 Resistencia en Tracción Generalmente se supone que la resistencia en tracción de las estructuras es nula, lo que es cierto en el caso de estructuras limpias y/o con rellenos débiles como las que usualmente se encuentran en la minería a rajo abierto, pero que puede resultar algo simplista en el caso de estructuras con rellenos de cierta competencia, como las que aparecen en una minería subterránea en roca primaria. Por otra parte, en lo que dice relación con análisis de estabilidad, la suposición de nula resistencia en tracción queda por el lado de la seguridad; sin embargo, en lo que se refiere a una evaluación de las características de hundibilidad y/o fragmentación del macizo rocoso esta suposición puede inducir a resultados equivocados “por el lado inseguro”. La determinación experimental de la resistencia a la tracción de las estructuras selladas o vetillas presenta múltiples dificultades, que se ven agravadas por el hecho que muchas veces las estructuras selladas con relleno presentan un halo de alteración que afecta la roca de caja, y la separación de la estructura no necesariamente ocurre a través del relleno sino que, frecuentemente, en el contacto relleno-halo de alteración. También ocurre que el relleno mismo presenta “suturas” de material más débil o incluso, en un macizo secundario, oquedades (ver Fotografía 6.7), por lo que frecuentemente la separación ocurre a lo largo de estas “suturas”. Sin perjuicio de lo recién expuesto, en principio pueden señalarse las siguientes guías respecto a la resistencia en tracción de las estructuras: (a) En el caso de estructuras abiertas la resistencia en tracción es nula. (b) En el caso de estructuras con rellenos muy poco competentes, blandos y débiles (salbanda arcillosa, arcillas, limonita, yeso, etc.), para todos los efectos prácticos puede suponerse que la resistencia en tracción es nula. (c) En el caso de estructuras selladas con rellenos de competencia media, pero más blandos y menos resistentes que la roca de caja (anhidrita, sulfuros de cobre, etc.), deben considerarse los siguientes casos: (i) Si la estructura no presenta “suturas”, entonces puede considerarse que un límite superior para la resistencia en tracción de la estructura, σtj, queda dado por la resistencia en tracción del material de relleno, σtrelleno, con lo que: 0 ≤ σ tj ≤ σ trelleno

(7.25)

Si hay un halo notorio de alteración en la roca de caja de la estructura la resistencia en tracción de ésta podría ser muy baja a nula, ya que la separación probablemente ocurrirá en el contacto relleno-halo de alteración. Por otra parte, si no es este el caso y el contacto relleno-roca de caja se aprecia bien sellado, la resistencia en tracción de la estructura será similar a la del material de relleno, aunque para considerar eventuales efectos de escala parece recomendable considerar una reducción del orden del 25%. Como una primera guía, en Tabla 7.7 se presentan valores típicos de la resistencia en tracción de algunos materiales de relleno.

64

ICS-II, Tarea 4


Tabla 7.7 RESISTENCIA EN TRACCIÓN DE ALGUNOS MATERIALES DE RELLENO Resistencia en Tracción

Material de Relleno

σ

trelleno

Conforme con resultados de ensayos de tracción indirecta en testigos de anhidrita (Pereira (2001)).

Anhidrita

2.0 a 3.0

Anhidrita (70%) - Yeso (30%)

1.0 a 2.5

Calcita

0.5 a 1.5

Calcopirita

4.0 a 6.0

Cuarzo

25.0 a 35.0

Sal

0.2 a 3.5

Yeso

0.05 a 1.0

(ii)

Comentarios

(MPa)

Conforme con valores reseñados en la literatura técnica especializada. Conforme con resultados de ensayos de tracción indirecta en testigos de anhidrita (Pereira (2001)). Conforme con valores reseñados en la literatura técnica especializada.

Si la estructuras presenta “suturas”, probablemente éstas constituirán “puentes débiles” cuya resistencia en tracción puede despreciarse, y la resistencia en tracción de la estructura puede estimarse como:

0 ≤ σ tj ≤

(l

j

− l sutura ) lj

σ trelleno

(7.26)

donde lsutura es la extensión de la suma de los tramos con “sutura”, y lj es la extensión de la estructura. Si no se conoce lsutura parece recomendable estimar en forma conservadora la resistencia en tracción de la estructura. Por otra parte, incluso si se conoce lsutura parece recomendable considerar una reducción del orden del 30% al 50% en el valor resultante de la relación (7.26), para considerar eventuales efectos de escala, así como la formación de concentraciones de esfuerzos en la “punta” de las “suturas” (similar a lo que ocurre en una grieta). (d)

En el caso de estructuras selladas con rellenos competentes, de resistencia similar a la de la roca de caja (feldespatos, cuarzo, etc.), deben considerarse los siguientes casos: (i) Si la estructura no presenta “suturas” y tampoco se observa un halo de alteración notorio, entonces puede suponerse que la estructura esta efectivamente sellada y su resistencia en tracción es similar a la de la roca de caja. (ii) Si la estructura no presenta “suturas” pero se observa un halo de alteración notorio, entonces la resistencia en tracción de la estructura queda definida por la del contacto relleno-halo de alteración, resistencia que deberá estimarse en forma conservadora. (iii) Si la estructuras presenta “suturas”, probablemente éstas constituirán “puentes débiles” cuya resistencia en tracción puede despreciarse, y la resistencia en tracción de la estructura puede estimarse mediante la relación (7.26), con las mismas consideraciones antes reseñadas.

65

ICS-II, Tarea 4


7.4.3 Rigideces Normal y Tangencial Al cargar una estructura se inducirán desplazamientos normales y tangenciales al plano medio de la estructura, la magnitud de los cuales dependerá de las características de rigidez de la estructura que definen el comportamiento carga-deformación de la misma. Este comportamiento carga deformación puede definirse mediante una rigidez normal, kN, que relaciona la magnitud del esfuerzo normal efectivo actuante sobre la estructura con la deformación normal al plano medio de la misma, y una rigidez de corte, kS. Así, una estructura sujeta a esfuerzos normales y de corte, experimentará desplazamientos normales y de corte que dependen de los siguientes factores (Bandis et al. (1983), Bandis (1990): La geometría inicial de las caras de la discontinuidad o estructura geológica. El “encaje geométrico” entre las 2 caras de la estructura, que define la variación de la ESTRUCTURA CON BUEN ENCAJE GEOMETRICO apertura y del área de contacto efectiva, como se ilustra en Figura 7.10. La resistencia y la deformabilidad del material que forma las cajas de la estructura. La potencia y las propiedades mecánicas ESTRUCTURA CON MAL ENCAJE GEOMETRICO del material de relleno (si lo hay). Figura 7.10: Ejemplos de estructuras con Los valores iniciales de los esfuerzos norbuen y mal encaje geométrico. mal y de corte sobre la estructura. Discusiones detalladas sobre la rigidez normal de las estructuras pueden encontrarse en los trabajos de Goodman (1976), Bandis et al. (1983) y Priest (1993). En general puede señalarse lo siguiente respecto a la rigidez normal, kN : (a)

Depende de la roca de caja, de la geometría de las cajas de la discontinuidad, de la forma en que éstas están trabadas, del relleno que pudiera haber, de la condición inicial o antes de aplicar un incremento de esfuerzo normal efectivo, de la magnitud de este incremento, y del número de ciclos de carga. (b) En general tiende a ser mayor en la medida que aumenta la competencia de la roca de caja y/o del relleno (si lo hay). (c) A igualdad de otras condiciones es mayor en el caso de discontinuidades con buen encaje geométrico o bien trabadas que en el caso de discontinuidades con poco o ningún encaje geométrico. (d) Aumenta con el número de ciclos de carga, siendo este aumento aparentemente mayor en el caso de estructuras con rocas de caja más competentes. (e) Los valores citados en la literatura indican que puede variar entre 0.001 y 2000 GPa/m, pero en general presenta valores menores que 10 GPa/m en el caso de estructuras con rellenos blandos, valores de 10 a 50 GPa/m en el caso de estructuras con rocas de caja de competencia media, y valores de 100 a 200 GPa/m en el caso de estructuras con rocas de caja competentes. En base a resultados experimentales, Bandis et al. (1983) proponen, para el caso de estructuras con buen encaje geométrico, evaluar el valor inicial de la rigidez normal tangente14, kNi,tan, mediante la siguiente expresión:

 JCS   k Ni , tan ≈ − 7.15 + 1.75 JRC + 0.02  ei  14

(7.27)

Puede definirse un valor tangente o un valor secante para la rigidez normal.

66

ICS-II, Tarea 4


donde kNi,tan se expresa en GPa/m (i.e. MPa/mm), JRC y JCS son los coeficientes del criterio de resistencia de Barton-Bandis, y ei es la apertura inicial de la estructura, la cual puede evaluarse como:

 0.04σ ci  ei ≈ JRC  − 0.02   JCS 

(7.28)

donde ei se expresa en mm, y σci y JCS se expresan en MPa. Para el caso de estructuras con mal encaje geométrico Bandis et al. (1983) sugieren:

k Ni , tan,mal =

k Ni , tan

2.0 + 0.0004 × JRC × JCS × σ ci

(7.29)

Sin bien estas relaciones tienen numerosas limitaciones, son una de las pocas herramientas prácticas para estimar la rigidez normal de las estructuras. No abunda la información relativa a valores “típicos” de la rigidez normal de las estructuras, pero en Tabla 7.8 se presentan algunos valores citados en la literatura. Hay ciertos casos sencillos donde es posible calcular la rigidez normal de las estructuras. Así, si se conocen los módulos de deformabilidad de la roca intacta, Ei, y del macizo rocoso, Em, y el macizo rocoso presenta un único sistema de estructuras, con espaciamiento medio s, entonces la rigidez normal de las estructuras puede evaluarse como:

kN =

Ei E m s (E i − E m )

(7.30)

Por otra parte, en el caso de estructuras lisas, con relleno y perfectamente selladas, la rigidez normal puede evaluarse en función del módulo de deformabilidad del relleno, Efill, y la potencia de éste, t, como:

kN =

E fill t

(7.31)

Lo que permite estimar la rigidez normal de este tipo de estructuras como se indica en el ejemplo de Figura 7.11, para el caso de rellenos de anhidrita y sulfuros. En lo que dice relación con el efecto de escala en la rigidez normal de las estructuras, éste puede considerarse implícitamente utilizando valores “escalados” de los parámetros JRC y JCS, y un valor “adecuado” de ei para estimar la rigidez normal. Discusiones detalladas sobre la rigidez tangencial de las estructuras pueden encontrarse en los trabajos de Goodman (1976), Bandis et al. (1983) y Priest (1993). En general puede señalarse lo siguiente respecto a la rigidez tangencial, kS : (a)

(b) (c)

(d)

Depende de la roca de caja, de la geometría de las cajas, de la forma en que éstas están trabadas, del relleno que pudiera haber, de la magnitud del esfuerzo normal efectivo, y de la traza o extensión de la estructura. En general tiende a ser mayor en la medida que aumenta la competencia de la roca de caja y/o del relleno (si lo hay). A igualdad de otras condiciones sería mayor en el caso de discontinuidades con buen encaje geométrico, o bien trabadas, que en el caso de discontinuidades con poco o ningún encaje geométrico, o mal trabadas. Los valores citados en la literatura indican que su valor secante en condición peak puede variar entre 0.01 y 50 GPa/m; pero en general presenta valores menores que 1 GPa/m, en estructuras con rellenos blandos, valores no mayores a 10 GPa/m, en estructuras con rocas de caja de competencia media, y valores de hasta 50 GPa/m solo en estructuras trabadas en roca competente.

67

ICS-II, Tarea 4


Tabla 7.8 RIGIDEZ NORMAL DE ALGUNAS ESTRUCTURAS Roca

Tipo de Estructura

Fresca a algo intemperizada, con buen encaje

ARENISCA

Moderadamente intemperizada, con buen encaje

Intemperizada, con buen encaje

kNi kN Ciclo de Carga (GPa/m) (GPa/m) 1

4 a 23

2

11 a 35

3

18 a 62

1

4 a 26

2

9 a 27

3

15 a 45

1

2a5

2

9 a 14

3

11 a 20

Zona de cizalle con relleno arcilloso

1.7

Planos de estratificación, buen encaje (JRC = 10 a 16)

13 a 24

Planos de estratificación, mal encaje (JRC = 10 a 16)

7 a 12

Fracturas limpias con buen encaje (JRC = 12 a 17)

17 a 25

CALIZA


CUARCITA


1

8 a 31

2

54 a 134

3

72 a 160

1

5 a 70

2

26 a 91

3

53 a 168

1

4 a 13

2

40 a 50

3

42 a 65

Limpia

15 a 30

Con salbanda arcillosa

10 a 25

DOLERITA

σni = 1 kPa

Bandis et al. (1983)

Estimada según datos referencia, considerando una potencia de 3 cm.

Wittke (1990)

Ensayos de corte con σn entre 0.4 y 0.9 MPa

Rode et al. (1990)

σni = 1 kPa


σn = 10 a 20 MPa

1

GRANITO

Referencia

8 a 12

Fracturas limpias con mal encaje (JRC = 12 a 17) Fresca a algo intemperizada, con buen encaje

Comentarios

Fresca, con buen encaje


21 a 27

2

59 a 75

3

103 a 119

1

8 a 13

2

24 a 92

3

37 a 130

Plano de diaclasamiento limpio (JRC = 1.9)

1

121

Plano de diaclasamiento limpio (JRC = 3.8)

1

74

Plano de diaclasamiento limpio

Ludvig (1980)

σni = 1 kPa


Estimada según datos referencia. Ensayos biaxiales. σn de 25 a 30 MPa

Makurat et al. (1990)

352 a 635 Med. Sist. Pac-ex. 50 a 110 σn de 8.6 a 9.3 MPa

2 a 224

Med. Sist. Pac-ex. σn de 0.5 a 1.5 MPa

7 a 266

Med. Sist. Pac-ex. σn de 18 a 20 MPa

Zona de cizalle

Martín et al. (1990)

68

ICS-II, Tarea 4


Tabla 7.8 (continuación) RIGIDEZ NORMAL DE ALGUNAS ESTRUCTURAS Roca

Tipo de Estructura

Comentarios

Referencia

σni = 1 kPa


15.3

Ensayos triaxiales?

Goodman & Dubois (1972)

Limpia

2.7 a 5.4

Fracturas artificiales. σn de 3.5 a 24 MPa

Barton (1972)

Limpia

2.7

Fracturas artificiales.

Karzulovic (1988)

σni = 1 kPa


16.4

Ensayos triaxiales ?


5 a 40

Aumenta al aumentar σn

Barton (1981)

0.01 a 0.1

Rango “típico”

Itasca (2000)

37 a 93

Ens. triaxiales. Aumenta con número de ciclos de carga.

Rosso (1976)

LIMOLITA



RIOLITA

PIZARRA

MORTERO

MONZONITA CUARCÍFERA


ROCA DÉBIL

kNi kN Ciclo de Carga (GPa/m) (GPa/m) 1

14 a 26

2

22 a 64

3

22 a 70

1

10 a 11

2

20 a 22

3

20 a 26

1

7 a 14

2

27 a 29

3

29 a 41

Limpia o sin relleno


Intemperizada

1

24 a 47

2

98 a 344

3

185 a 424

1

11 a 14

2

19 a 40

3

49 a 78



ROCA COMPETENTE

Con rellenos de arcilla blanda

Limpia

8 a 99

Ens. corte directo

Fractura limpia

1620

Valor para análisis numérico

Rutqvist et al. (1990)

Trabadas y encajadas

> 100

Valor “típico”

Itasca (2000)

0.005

30 a 150 cm de potencia

0.8

Con poco o muy mal encaje

Falla con relleno de salbanda arcillosa

TIZA

Estructura rugosa con relleno de polvo de roca Planos de diaclasamiento frescos (JRC = 11)

1

3 a 11

>1

10 a 13

σni = 0.2 MPa

Karzulovic (1988)

Rode et al. (1990)

69

GUÍAS GEOTÉCNICAS PARA UNA TRANSICIÓN DESDE RAJO ABIERTO A MINERÍA SUBTERRÁNEA CARACTERIZACIÓN GEOTÉCNICA 45

45 Relleno de Anhidrita

Relleno de Anhidrita

kN kS

Relleno de Calcopirita 40

Rigidez Normal ( k N ) y Rigidez de Corte ( k S ) (GPa/m)

40

35

Rigidez Normal, kN (GPa/m)

ICS-II, Tarea 4

30

25

20

15

10

Relleno de Calcopirita

kN kS 35

30

25

20

15

10

5

5

0

0 1

2

3

4

5

6

7

8

Potencia Media del Relleno (mm)

1

9 10

2

3

4

5

Potencia Media del Relleno (mm)

6

7

8

9

10

Figura 7.12: Rigidez normal y tangencial de vetillas lisas, selladas y con rellenos de anhidrita o de calcopirita, en roca primaria competente (Karzulovic (2001)).

Figura 7.11: Rigidez normal de vetillas lisas, selladas y con rellenos de anhidrita o de calcopirita, en roca primaria competente (Karzulovic (2001)).

Si se considera una estructura con relleno como una especie de “estrato” dentro del macizo rocoso (lo que podría corresponder al caso de vetillas selladas y lisas) y se supone comportamiento elástico, puede demostrarse que existe una relación entre kN y kS (Duncan & Goodman (1968)):

kS =

kN 2(1 + υ fill )

(7.32)

donde νfill es la razón de Poisson del material de relleno. Si el material de relleno es isótropo νfill debe tener un valor entre 0.0 y 0.5, por lo que kS debería variar entre 0.33 y 0.50 veces la magnitud de kN. Esto se ilustra en Figura 7.12 para el caso de estructuras con rellenos de anhidrita o calcopirita. Si se considera la razón entre el valor peak de la resistencia al corte y el desplazamiento requerido para alcanzarlo, ∆upeak, se obtiene el valor peak de la rigidez tangencial de la estructura (Goodman (1970)):

k S , peak =

σ n tan φ j

(7.33)

∆u peak

Por otra parte, Clough & Duncan (1969) ajustan una relación de tipo hiperbólico para el valor tangente de la rigidez al corte:

 k S , tan = k Si , tan 1 −  

τ Rf c j + σ n tan φ j

   

(7.34)

donde kS,tan es el valor tangente de la rigidez al corte para un esfuerzo de corte τ, kSi,tan es al valor tangente de la rigidez al corte al inicio de la curva carga-deformación, Rf es la llamada razón de falla y corresponde a la razón entre el valor peak de la resistencia al corte, τmax , y el valor último o residual de ésta, τult . Clough & Duncan (1969) sugieren evaluar kSi,tan como:

70

ICS-II, Tarea 4


Figura 7.13: Efecto de escala en el valor secante de la rigidez al corte para la condición peak, en estructuras de distinta escala (Barton (1982)).

k Si , tan

σ  = k j γ w  n   pa 

nj

(7.35)

donde kj se denomina número o constante de rigidez, γw es el peso unitario del agua, σn es el esfuerzo normal efectivo actuante sobre la estructura, pa es la presión atmosférica, y nj se denomina exponente de rigidez. Kulhawy (1975) presenta valores de la rigidez al corte e indica que es frecuente encontrar una condición de “fluencia” antes de alcanzar la condición peak, por lo que considera distintos valores de la rigidez al corte: kS,yield, correspondiente a la condición de “fluencia”, y kS,peak, correspondiente a la condición peak. Además, reseña algunos valores de nj que varían en el rango de 0.2 a 0.4. Barton & Choubey (1977) encontraron que típicamente la deformación que se requería para movilizar la resistencia peak al corte, ∆upeak, era del orden del 1% de la longitud de la discontinuidad en la dirección de corte, L. Esto les permitió proponer una expresión para el valor secante de la rigidez al corte en la condición de resistencia peak. Estudios posteriores de Bandis et al. (1981,83) y Barton et al. (1983) permiten mejorar esta expresión. En base a todo esto, y considerando la evidencia de un efecto de escala que se muestra en Figura 7.13, Barton (1990) propone la siguiente expresión para evaluar el valor secante peak de la rigidez tangencial de una estructura:



k S , peak =

 JCS  

  σ n tan φb + JRC lg σ  n   L  JRC    500  L 

0.33

(7.36)

71

ICS-II, Tarea 4


donde φ b es el ángulo de fricción básico de la roca de caja de la estructura, JRC es el índice de rugosidad de la estructura, JCS es la resistencia en compresión uniaxial de la roca que forma la rugosidad de la estructura, σn es el esfuerzo normal efectivo actuante sobre la estructura, L es la traza o longitud de la estructura en metros, y kS es el valor secante de la rigidez al corte medida en la condición peak. Obviamente los valores de JCS y JRC deben ser estimados teniendo en cuenta la extensión de la estructura. Respecto a la estimación de kS, Barton (1990) indica que: La aplicación de la ecuación (7.36) a estructuras con largos en el rango de 0.1 a 10 m indica que se produciría una disminución de la pendiente de la curva kS vs L en la medida que aumenta la longitud de la estructura. El uso de esta relación en el caso de fallas geológicas mayores resulta en valores cuasi-residuales del coeficiente de rugosidad (i.e. JRC ≈ 1°) y en valores del coeficiente JCS equivalentes a la resistencia uniaxial de arcillas sobre-consolidadas (i.e. JCS = 1 a 10 MPa). La relación (7.36) no debe ser aplicada al caso de estructuras con rellenos arcillosos; ya que en este caso, si la potencia del relleno es tal que excede la amplitud máxima de la rugosidad, la rigidez de corte tiende a variar menos con la magnitud del esfuerzo efectivo y, al mismo tiempo, presenta un mucho menor efecto de escala. Un problema práctico de importancia dice relación con la definición de la extensión L de las discontinuidades in situ, ya que éstas pueden presentar distintas trazas y, por otra parte, los valores de laboratorio NO son aplicables, a menos que los mismos se escalen adecuadamente. No abunda la información relativa a valores “típicos” de la rigidez tangencial de las estructuras, pero en Tabla 7.9 se presentan algunos valores citados en la literatura.

7.5 Comentarios sobre la Caracterización Geotécnica Conforme con todo lo anterior, puede señalarse que la caracterización geotécnica para un proyecto de transición de rajo abierto a minería subterránea por métodos de hundimiento debe incluir lo siguiente: (1)

UNIDADES GEOTÉCNICAS BÁSICAS & PROPIEDADES DE LA ROCA “INTACTA”: ⊗ Descripción breve de la forma en que se definen las unidades geotécnicas básicas, considerando la superposición de la litología, la mineralización y la alteración. 15 ⊗ Plano(s) y secciones que muestren la disposición de las unidades geotécnicas básicas en el área de interés. ⊗ Propiedades mecánicas de la roca “intacta”, para todas y cada una de las unidades geotécnicas básicas. Estas propiedades deberán incluir: → →

→

→

15

Peso unitario, γ, indicando el rango probable y el valor típico o más característico (se sugiere usar el valor modal para este propósito). Resistencia en compresión uniaxial, UCS, indicando el rango probable, el valor típico o más característico (se sugiere usar el valor modal para este propósito), y su coeficiente de variación. Resistencia en compresión triaxial definida según el criterio de Hoek-Brown. Deberán indicarse los valores de σci y mi, señalando la forma en que fueron evaluados e indicando en cada caso el coeficiente de variación. Deformabilidad, definida en términos del módulo de deformabilidad, Ε, y la razón de Poisson, ν. Deberán indicarse la forma en que se evaluaron estos parámetros, su rango, su valor modal y su coeficiente de variación.

Esto puede ser especialmente importante si los límites entre unidades geotécnicas básicas no corresponden a entes verticales, lo que se traduce en que los mismos cambian con la profundidad.

72

ICS-II, Tarea 4


Tabla 7.9 RIGIDEZ TANGENCIAL DE ALGUNAS ESTRUCTURAS Roca ANFIBOLITA

Tipo de Discontinuidad

kSi

kS,yield

kS,peak

(GPa/m)

(GPa/m)

(GPa/m) 0.59

Contacto arenisca-basalto

0.11

ECD, σni = 0.13 MPa

0.1 a 0.2

ECD, σni = 0.1 a 1 MPa

29.8


Fractura artificial rugosa

1.3

ECD, σni = 2.4 MPa

Fractura artificial limpia

5 a 38

0.3 a 2.1

Fractura artificial

0.6 a 4.5

σn = 0.2 a 2.4 MPa

Discontinuidad algo intemperizada, con buen encaje

9 a 42

1.2 a 4.7

σn = 0.2 a 2.1 MPa

Discontinuidad moderadamente intemperizada, con buen encaje

1.2 a 6

0.5 a 1.7

σn = 0.2 a 2.0 MPa

Discontinuidad intemperizada, con buen encaje

2.1 a 7

0.6 a 1.4

σn = 0.5 a 2.0 MPa

0.2 a 1.3

ECD, σni = 0.9 a 2.4 MPa

8.7

ECD, σn = 10.4 MPa

Fracturas lisas y limpias

0.4 a 2.4

Fractura artificial

3 a 17

Fractura artificial limpia Discontinuidad fresca a perizada, con buen encaje

algo

intem-

CALIZA

1.7 a 7

σn = 0.2 a 1.8 MPa

Discontinuidad moderadamente intemperizada, con buen encaje

4 a 17

1.1 a 3.1

σn = 0.2 a 1.9 MPa

Discontinuidad intemperizada, con buen encaje

1 a 11

0.7 a 1.9

σn = 0.2 a 1.5 MPa

6.1

1.7 a 4.6

ECD, σni = 0.5 MPa

Plano de estratificación rugoso

0.2 a 13.8

1.2 a 2.6


Plano de estratificación rugoso

0.3 a 14.9

0.2 a 7.4


Plano de estratificación algo rugoso

0.8 a 4.1

0.2 a 1.4


Plano de estratificación milonitizado

1.0 a 8.0

0.3 a 5.7


2.3 a 23.6


1.2 a 3.3

0.4 a 4.7


1.47

0.1 a 31.6


Vetilla de creta (0.2 a 20 mm) Vetilla de creta (15 a 30 mm) Vetilla de creta (0.2 a 2 mm), saturada

CRETA CUARCITA

DOLERITA

ESQUISTO ECD

Vetilla de creta (1 a 3 mm), saturada

2.2 a 3.7

0.5 a 3.7


Vetilla de creta (1 a 50 mm), saturada

2.2 a 3.3

0.9 a 5.7


Vetilla de lutita

1.5 a 13.9

0.3 a 8.3


Vetilla de lutita (2 a 5 mm), húmeda

0.01 a 0.02


Vetilla de lutita fracturada (2 a 5 mm)

0.01 a 0.02


0.02 a 1.9


2.34


Diaclasa saturada

0.1 a 2.7

Fracturas con arena (1 a 2 mm) Limpia

5a9


2a4

Discontinuidad fresca a perizada, con buen encaje

algo

intem-

Discontinuidad intemperizada, con buen encaje Fractura

Ensayo de corte directo

ET

σn = 10 a 15 MPa

8 a 19

1.8 a 5

σn = 0.2 a 2.1 MPa

3.6 a 9

0.9 a 2.2

σn = 0.3 a 1.1 MPa

0.1 a 0.4


0.4 a 1.0 Ensayos triaxiales


Kulhawy (1975) Maki (1985)

8 a 51

Discontinuidad con JCS alto

Kulhawy (1975)

Maki (1985)

2.2 a 38

Discontinuidad fresca y con buen encaje

Referencia


Plano de esquistosidad Contacto arenisca-creta

ARENISCA

Comentarios

EIS


Kulhawy (1975)

Ludvig (1981) Bandis et al. (1983) Kulhawy (1975)

Ensayos in situ

73

ICS-II, Tarea 4


Tabla 5.9 (continuación) RIGIDEZ TANGENCIAL DE ALGUNAS ESTRUCTURAS Roca GNEISS GRANITO

Tipo de Discontinuidad

kSi

kS,yield

kS,peak

(GPa/m)

(GPa/m)

(GPa/m)

1.4 a 4.7

0.7 a 3.7


Plano milonitizado (40 a 50 mm) Fractura (plano de foliación?)

0.3 a 0.4

0.09 a 0.12


Fractura rugosa (ruptura de viga)

1.3 a 1.6

1.0 a 1.6


0.23


Plano de estratificación (5 a 8 mm) GRAUVACA

LUTITAS MONZONITA CUARCÍFERA

MORTERO DURO

PIZARRA

RIOLITA

1.21


2.26


Fractura artificial limpia

2a9


0.14

Ensayos corte directo?


Fractura artificial, limpia

0.003 a 0.04

σn de 0.2 a 11.2 MPa

Barton (1972)

Fractura artificial, limpia

0.03

Fresca con buen encaje

5 a 13

σn = 0.5 a 2.3 MPa

0.6 a 1.3

σn = 0.4 a 1.5 MPa


2.8 a 8

Diaclasa

Maki (1985)

Karzulovic (1988)

0.9

0.8

ECD, σni = 4.4 MPa

0.2 a 1.9


Kulhawy (1975)

0.44

Ensayos corte directo?


12 a 47

EIS, σn = 0 a 6 MPa


20 a 93

ET, σn = 1 a 18 MPa

42 a 74

ECD, σn = 3.5 a 10.5 MPa

3

Valor análisis numérico

0.12 a 0.23 ECD, σni = 0.3 a 1.1 MPa

Falla con salbanda Falla geológica con relleno de salbanda arcillosa

0.005

Estructura rugosa con relleno de polvo de roca

0.08

Con salbanda arcillosa ET


0.9 a 1.6

Fractura limpia

ROCA DÉBIL

Kulhawy (1975)

Plano de estratificación

Limpia

ROCA COMPETENTE

Referencia

Plano de estratificación sellado

Plano de clivaje PORFIDO

Comentarios

Ensayos triaxiales

30 a 150 cm de potencia Con poco o mal encaje.

0.11 a 0.27

σn ≈ 5 MPa

0.40 a 0.98

σn ≈ 20 MPa EIS

Rosso (1976)

Rutqvist et al. (1990)

Kulhawy (1975) Karzulovic (1988)

Barton (1980)

ECD

Ensayo de corte directo

Ensayos in situ

(2)

GEOTECNIA Y PROPIEDADES DE LAS ESTRUCTURAS: ⊗ Propiedades geomecánicas de las estructuras distritales, incluyendo una indicación de cómo fueron evaluadas. Deberá indicarse el posible rango de valores, el valor modal o más típico, y su probable coeficiente de variación para la cohesión y el ángulo de fricción. Si se considera el desarrollo de modelos numéricos deberán evaluarse también las rigideces normales y tangenciales de estas estructuras. ⊗ Descripción de la geotecnia y propiedades de las estructuras presentes en cada dominio estructural: Estructuras Mayores: Geotecnia: descripción de los rangos, valores típicos (modales) y coeficientes de variación de los parámetros del sistema de calificación y clasificación geotécnica que se esté empleando, y que dicen relación con las estructuras: → Jr y Ja si se utiliza el sistema del índice Q.

74

ICS-II, Tarea 4


→ JC y s si se utiliza el sistema del índice RMR. → JC y JS si se utiliza el sistema del índice MRMR. → JC si se utiliza el sistema del índice GSI. Propiedades: descripción de los rangos, valores típicos (modales) y coeficientes de variación de las propiedades mecánicas de estas estructuras: → cj y cjres (siempre) → → →

φj y φjres (siempre) kN (si se desarrollarán modelos numéricos) kS (si se desarrollarán modelos numéricos)

Estructuras Intermedias: Geotecnia: descripción de los rangos, valores típicos (modales) y coeficientes de variación de los parámetros del sistema de calificación y clasificación geotécnica que se esté empleando, y que dicen relación con las estructuras: → Jr y Ja si se utiliza el sistema del índice Q. → JC y s si se utiliza el sistema del índice RMR. → JC y JS si se utiliza el sistema del índice MRMR. → JC si se utiliza el sistema del índice GSI. Propiedades: descripción de los rangos, valores típicos (modales) y coeficientes de variación de las propiedades mecánicas de estas estructuras: → cj y cjres (siempre) → → → → →

φj y φjres (siempre) tj (si se incluirán estas estructuras en la evaluación de la hundibilidad) dureza según la escala de Mohs (si se incluirán estas estructuras en la evaluación de la hundibilidad) kN (si se desarrollarán modelos numéricos) kS (si se desarrollarán modelos numéricos)

Estructuras Menores: Geotecnia: descripción de los rangos, valores típicos (modales) y coeficientes de variación de los parámetros del sistema de calificación y clasificación geotécnica que se esté empleando, y que dicen relación con las estructuras: → Jr y Ja si se utiliza el sistema del índice Q. → JC y s si se utiliza el sistema del índice RMR. → JC y JS si se utiliza el sistema del índice MRMR. Propiedades: descripción de los rangos, valores típicos (modales) y coeficientes de variación de las propiedades mecánicas de estas estructuras: → tj (si se incluirán estas estructuras en la evaluación de la hundibilidad) → dureza según la escala de Mohs (si se incluirán estas estructuras en la evaluación de la hundibilidad) (3)

16

GEOTECNIA Y PROPIEDADES DEL MACIZO ROCOSO ⊗ Descripción breve de la forma en que se ha caracterizado geotécnicamente el macizo rocoso. En principio se recomienda incluir los sistemas MRMR y GSI. 16 ⊗ Plano(s) y secciones que muestren la zonificación del macizo rocoso según el(los) sistema(s) de calificación y clasificación geotécnica utilizado(s). Esta zonificación deberá incluir a lo menos el(los) índice(s) de calidad geotécnica, pero podrá incorporar

Esto puede ser especialmente importante si los límites entre unidades geotécnicas básicas no corresponden a entes verticales, lo que se traduce en que los mismos cambian con la profundidad.

75

ICS-II, Tarea 4


adicionalmente uno o más de los parámetros que definen dicho(s) índices. Por ejemplo, si se han utilizado los sistemas RMR y GSI, deberán desarrollarse una zonificación en términos de cada uno de estos índices, las que podrían complementarse con zonificaciones en términos de los parámetros JS, JC y/u otros. ⊗ Definición de unidades geotécnicas en base a lo anterior y a las unidades geotécnicas básicas previamente definidas. Estas unidades geotécnicas deberán mostrarse en planos y secciones verticales. ⊗ Descripción de la geotecnia y propiedades del macizo rocoso en todas y cada unidad geotécnica. Geotecnia: descripción de los rangos, valores típicos (modales) y coeficientes de variación de los parámetros de los sistemas de calificación y clasificación geotécnica que se estén empleando: → Si se utiliza el sistema del índice Q: Q, RQD, Jn, Jr, Ja, Jw, SRF. →

→

→

Si se utiliza el sistema del índice RMR:

RMR, UCS, RQD, s, JC, WC. Corrección por efecto de la orientación de las estructuras. Si se utiliza el sistema del índice MRMR: IRMR, BS, JS, JC. Factores de corrección por potencial de meteorización del macizo rocoso (0.3 a 1.0), efecto de la orientación de las estructuras (0.6 a 1.0), efecto de los esfuerzos inducidos por la minería (0.6 a 1.2), posible daño inducido por las tronaduras (0.8 a 1.0), efecto de la presencia de aguas subterráneas (0.7 a 1.1), e índice MRMR. Esto deberá hacerse en forma independiente para cada aplicación del índice MRMR, ya que éste puede presentar diferentes valores para distintas aplicaciones (e.g. una evaluación de la hundibilidad vs. una evaluación de la estabilidad de los pilares del Nivel de Producción). Si se utiliza el sistema del índice GSI:

GSI, RMS, JC.

Propiedades: descripción de los rangos, valores típicos (modales) y coeficientes de variación de las propiedades mecánicas del macizo rocoso. Resistencia: Se recomienda definirla en términos del criterio generalizado de Hoek-Brown. Si se hace así deberán indicarse los valores de los siguientes parámetros: GSI, D, σci, mi, mb, s, y a. En forma adicional podrán evaluarse valores equivalentes de la cohesión, c, y del ángulo de fricción, φ; sin embargo, en este caso deberá indicarse el rango de esfuerzos de confinamiento en que estos valores equivalentes son válidos. Si se utiliza el criterio de Mohr-Coulomb deberán indicarse los valores de la cohesión, c, y del ángulo de fricción, φ. En este caso deberá indicarse el rango de esfuerzos de confinamiento en que estos valores son válidos. Los parámetros de resistencia al corte podrán complementarse con una evaluación de la resistencia en tracción y en compresión uniaxial del macizo rocoso. Se recomienda incluir un breve comentario relativo a la confiabilidad de los parámetros de resistencia.

76

ICS-II, Tarea 4


Deformabilidad:

Se recomienda definirla en términos del módulo de deformabilidad, Em, y de la razón de Poisson, νm. Adicionalmente podrán definirse los módulos de corte, Gm, y de deformabilidad volumétrica, Bm. Se recomienda incluir un breve comentario relativo a la confiabilidad de los parámetros de deformabilidad.

77

ICS-II, Tarea 4

8


CARACTERIZACIÓN HIDROGEOLÓGICA La caracterización hidrogeológica resulta fundamental para definir las posibles infiltraciones de aguas a la mina, tanto a rajo abierto como subterránea, y los potenciales requerimientos de drenaje y/o despresurización. Discusiones detalladas sobre distintos aspectos de la hidrogeología aplicada pueden encontrarse en los trabajos de Custodio & Llamas (1983), Freeze & Cherry (1979) y Fetter (2001); sin embargo, desde un punto de vista práctico puede señalarse lo siguiente respecto al flujo de aguas a través de los macizos rocosos y la caracterización hidrogeológica para un proyecto de transición de rajo abierto a minería subterránea: ∗ En la práctica se acepta que la percolación de agua a través de macizos rocosos obedece la ley de Darcy:, que relaciona la descarga específica, v, con el gradiente hidráulico, i, como:

v = ki

(8.1)

donde k es la conductividad hidráulica, i es el gradiente hidráulico que genera el flujo, y v es la descarga específica o el gasto por unidad de área en la dirección transversal al flujo. En la práctica es usual, aunque incorrecto, denominar “permeabilidad” a k, y “velocidad de descarga” o “velocidad de flujo” a v (e.g. ver Bear (1972)). ∗ Además de la conductividad hidráulica, en la práctica es frecuente el uso de los conceptos de “transmisividad” y de “coeficiente de almacenamiento” para caracterizar un acuífero. La transmisividad, T, relaciona la conductividad hidráulica, k, y el espesor saturado del medio donde ocurre la percolación, b, y se define como: T = kb (8.2) o sea corresponde a la tasa de percolación a través de un área definida por el espesor saturado y un ancho unitario, bajo la acción de un gradiente unitario (tiene unidades de área por tiempo). El coeficiente de almacenamiento, S, se define como el volumen de agua que un acuífero puede entregar (o almacenar) por unidad de área en superficie y por unidad de cambio en la carga hidráulica normal a la superficie (es adimensional). ∗ En la gran mayoría de los casos la conductividad hidráulica de los macizos rocosos queda definida por la presencia de estructuras, las cuales definen lo que comúnmente se denomina “permeabilidad secundaria” y es órdenes de magnitud mayor que la llamada “permeabilidad primaria”, asociada al flujo a través de la roca misma. Por lo mismo, la conductividad hidráulica de los macizos suele ser muy anisotrópica, siendo mucho mayor en la dirección de las estructuras que permiten el flujo de aguas que en la dirección normal a éstas. ∗ La determinación de la conductividad hidráulica de un macizo rocoso debe hacerse en base a pruebas de terreno, debido a que los ensayos de laboratorio no pueden representar el patrón estructural, por lo que los valores medidos en laboratorio son típicamente mucho menores que los valores medidos en terreno. Las pruebas de terreno más usuales corresponden a ensayos de bombeo en pozos (pumping tests) y a ensayos del tipo Lugeon (packer tests). Sin perjuicio de que se recomienda evaluar la conductividad hidráulica en base a una campaña de ensayos de terreno, en Tabla 8.1 se presentan algunos rangos típicos de k en distintos tipos de materiales. ∗ La interpretación de unidades hidrogeológicas debe estar de acuerdo con la geología, y no deben haber contradicciones entre los modelos hidrogeológico y geológico. Esto resulta muy importante en la práctica, y hay una serie de “detalles” geológicos que deben ser tomados en cuenta durante el desarrollo de un modelo hidrogeológico: ♦ El macizo rocoso primario es mucho menos permeable que el macizo rocoso secundario, por lo que muchas veces el contacto primario - secundario define un límite importante en el modelo hidrogeológico. ♦ Si hay materiales de cobertura el contacto suelo-roca también define un límite importante en el modelo hidrogeológico, especialmente si en dicho contacto se observan paleo-canales (éstos suelen influir en el patrón de flujo de las aguas subterráneas).

78

ICS-II, Tarea 4


Tabla 8.1 RANGOS TÍPICOS DE LA CONDUCTIVIDAD HIDRÁULICA EN SUELOS Y MACIZOS ROCOSOS Tipo de Material (Suelo o Macizo Rocoso) y sus Características

> 10

Arenosas

10 a 10

SUELOS o SEDIMENTOS NO CONSOLIDADOS

-2

-6

-3

-4

-2

-5

-3

-8

-4

10 a 10

Gruesas y mal gradadas

10 a 10

Finas

10 a 10

Limosas

10 a 10

Arcillosas

10

-10

a 10

-9

Limos

10 a 10

Arcillas

10

Depósitos Fluviales

-12

Outwash Esker

Depósitos Glaciares

Delta Till

a 10

Depósitos Eólicos

-5

-2

-6

-3

-8

-4

-10

a 10

-2

-6

-4

-7

-5

-5

-2

-4

-1

10 a 10

Masivos Vesiculares Fracturados

10 a 10 10 a 10 10 a 10 10

-10

a 10

-5

10

-11

a 10

-8

-9

-7

-9

-5

-7

-2

-6

-1

-6

-4

10 a 10 10 a 10

Muy Fracturados

10 a 10

Cársticas

10 a 10

Carbón

10 a 10 Masivas Masivas

Con estructuras con rellenos de arcilla

-6

-3

Loess

Areniscas

Calizas

10 a 10 10 a 10

Roca totalmente quebrada (caved rock)

Basaltos

10 a 10

Dunas Loess loam

-8

-1

10 a 10

10

-7

-5

-5

10 a 10

Material de relleno en un cráter de subsidencia

MACIZOS ROCOSOS

-4

Limosas

Arenas

Rocas Cristalinas

-2

Limpias y mal gradadas Gravas

Dolomitas

k (m/s)

-13

a 10

-12

a 10

10

10

-11 -9

-8

-6

-6

-4

-4

-1

-2

0

10 a 10

Moderadamente fracturadas

10 a 10

Fracturadas

10 a 10

Muy fracturadas

10 a 10

La presencia de estructuras distritales y/o mayores con rellenos de salbanda arcillosa puede tener un fuerte impacto en el patrón de flujo de las aguas subterráneas; y muchas veces genera “compartimentos” dentro del macizo, con diferentes niveles freáticos en los distintos “compartimentos”. ♦ Si bien un macizo rocoso fracturado típicamente tiene una mayor conductividad hidráulica, el efecto del fracturamiento puede verse minimizado por la presencia de arcilla en las estructuras. Por esto debe considerarse no solo el grado de fracturamiento, sino que también la eventual presencia de arcilla. Esto puede ser especialmente notorio en aquellos casos en que la alteración argílica está asociada al patrón estructural del macizo rocoso, como es el caso de muchas minas de cobre. ♦

79

ICS-II, Tarea 4


∗ El propósito de la caracterización hidrogeológica es el desarrollo de un modelo hidrogeológico, cuyo análisis permita evaluar, cuantitativamente, los potenciales efectos de las aguas de superficie y de subsuperficie sobre el rajo abierto y la futura mina subterránea. Esta evaluación debe incluir las infiltraciones que afectarían la minería (magnitud, lugar(es) y tiempo(s) de ocurrencia), el campo de presión de poros que afectaría a los taludes, la potencial ocurrencia de infiltraciones súbitas de agua a la mina subterránea, etc. ∗ En la gran mayoría de los casos la tasa de desarrollo de la minería es tal que el régimen de aguas subterráneas no llega a alcanzar la condición permanente, por lo que los análisis deben considerar una condición transiente y definir, para cada etapa de la minería, cual será la condición de aguas. ∗ El modelo hidrogeológico deberá validarse antes de ser empleado como herramienta predictiva. Esta validación deberá apoyarse en los resultados de pruebas de bombeo y los registros de información en pozos de observación y piezómetros. El número “adecuado” de pozos de observación y piezómetros depende de cada caso pero, en base a los resultados del benchmarking desarrollado como Actividad Principal 1 de esta Tarea 4del ICS-II, puede señalarse lo siguiente: Tamaño Mina a Rajo Abierto Pequeño Mediano Grande

Producción de Mineral < 50000 TPD 50000 a 100000 TPD > 100000TPD

Piezómetros y/o Pozos Observación < 10 10 a 20 20 a 30

Obviamente esto se refiere a condiciones “normales”, y deberá cambiar cuando las condiciones de agua así lo hagan necesario. ∗ Dado que los resultados del modelo hidrogeológico se requieren como información de entrada para los análisis geotécnicos, el modelo hidrogeológico deberá entregar sus resultados en una forma que resulte adecuada para los análisis geotécnicos. Así, por ejemplo, en el caso de macizos rocosos argilizados probablemente deberá contarse con información sobre el campo de presiones de poros para el desarrollo de los análisis de estabilidad. Por otra parte, en el caso de materiales permeables, cual el caso de gravas y macizos rocosos fracturados, podrá utilizarse el nivel freático. Conforme con todo lo anterior, puede señalarse que la caracterización hidrogeológica para un proyecto de transición de rajo abierto a minería subterránea por métodos de hundimiento debe incluir lo siguiente: (1)

HIDROLOGÍA E HIDROGEOLOGÍA: ⊗ Descripción breve de la hidrología y la hidrogeología global del sector. ⊗ Balance de aguas, con indicación de las recargas y descargas del sistema. ⊗ Descripción breve de cada unidad hidrogeológica, con énfasis en sus características de conductividad hidráulica y su potencial efecto geotécnico (por ejemplo: en un macizo rocoso argilizado la depresión del nivel freático toma un largo tiempo, y el análisis geotécnico debería considerar el campo de presiones de poros). ⊗ Descripción del efecto (si lo hay) de la presencia de fallas geológicas distritales y/o mayores. ⊗ Planos y secciones verticales que muestren la disposición espacial de las distintas unidades hidrogeológicas, e indiquen claramente la extensión del área donde la interpretación geológica es menos confiable. Si hay fallas geológicas distritales y/o mayores que tengan efecto sobre el régimen de aguas subterráneas, deberán mostrarse en estos planos y secciones verticales.

(2)

RESULTADOS DEL MODELO HIDROGEOLÓGICO ⊗ Descripción breve de los supuestos del modelo hidrogeológico utilizado para predecir la condición de aguas. Deberá indicarse explícitamente si se ha considerado alguna medida de drenaje (e.g. pozos de bombeo) que deberá implementarse para asegurar que se logran las infiltraciones, niveles freáticos y campos de presión de poros predichos por el modelo. ⊗ Si como resultado del análisis se considera necesario un programa de drenaje y/o despresurización, éste deberá describirse detalladamente. Se deberá indicar los sistemas de drenaje

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Figura 8.1: Contornos de iso-elevación nivel freático (color azul) y líneas de flujo (color celeste), que muestran la condición de aguas subterráneas en el rajo de Mina Radomiro Tomic a fines del año 2000, de acuerdo a los resultados del análisis del modelo hidrogeológico utilizando el programa MODFLOW. Las infiltraciones predichas (en Mayo de 1999) fueron de 4 a 8 lt/s, y las efectivamente registradas fueron de 4 a 5 lt/s (cortesía División Codelco Norte).

y/o despresurización, su propósito y metas (e.g. drenar 5 lt/s, disminuir 10 m la elevación el nivel freático en el Pozo A1 después de 6 meses de bombeo, etc.), cuando se deberá iniciar la operación cada uno de ellos y, quizás más importante, como se controlará su efectividad. ⊗ Planos con las curvas de iso-elevación del nivel freático para distintas etapas (tiempos) de la minería. Se recomienda que estos planos indiquen la(s) zona(s) donde se producirían las mayores infiltraciones a la(s) mina(s), como el ejemplo que se muestra en Figura 8.1. ⊗ Magnitud de las infiltraciones a la(s) mina(s), y lugar de ocurrencia de las mismas. En la práctica estas magnitudes deben indicarse como un rango de magnitud y no un valor específico, dada la incerteza inherente a un modelo hidrogeológico. Así por ejemplo, resulta poco realista señalar que “el año 2010 el Sector Norte del rajo sufrirá infiltraciones de 6.5 lt/s”, y es mejor indicar que “el año 2010 el Sector Norte del rajo sufrirá infiltraciones de 5 a 10 lt/s”. ⊗ Secciones verticales que muestren, para distintas etapas (tiempos) de la minería, la posición del(los) nivel(es) freático(s) y, si se requiere, el campo de presión de poros (éste deberá presentarse también en archivos compatibles con los programas de análisis geotécnico).

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⊗

Evaluación del potencial de ocurrencia de infiltraciones súbitas de aguas a la mina subterránea, debido a la acumulación de aguas en el rajo. Esta evaluación deberá incluir: ► Condición(es) que sería(n) más crítica(s) (por ejemplo: ocurrencia de lluvias “cálidas” cuando el rajo se encuentra con nieve). ► Cantidad de agua que se acumularía en el rajo en función del tiempo (hidrograma). ► Condiciones necesarias para que se produzca la infiltración hacia la mina subterránea, dado que se está acumulando agua en el rajo.

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9


ESTADO TENSIONAL IN SITU La evaluación del estado tensional in situ, o antes de la actividad minera, resulta de fundamental importancia para cualquier proyecto de minería subterránea y, en el caso de una transición de rajo abierto a minería subterránea por métodos de hundimiento resulta aún más importante debido a las concentraciones de esfuerzos que induce la presencia del rajo, situación que se ilustra en el esquema de Figura 9.1.

FOOTPRINT MINA SUBTERRANEA

FOOTPRINT MINA SUBTERRANEA PERIMETRO MINA A RAJO ABIERTO

ZONA DESCONFINADA ZONA DE CONCENTRACION DE ESFUERZOS ESTADO TENSIONAL IN SITU


Figura 9.1: Esquema en planta que ilustra la diferencia en el estado tensional que encuentra una minería subterránea por caving que se desarrolla bajo una superficie de terreno horizontal, y una que se desarrolla por debajo de una mina a rajo abierto. En ambos casos el estado tensional in situ, o antes de cualquier minería, está definido por una razón de esfuerzos, K, igual a 1.5 en la dirección X e igual a 1.0 en la dirección Y.

Discusiones detalladas sobre la medición e interpretación del estado tensional in situ pueden encontrarse en los trabajos de Brown & Windsor (1990) y de Amadei & Stephansson (1997); sin embargo, desde un punto de vista práctico puede señalarse lo siguiente respecto a la caracterización del estado tensional in situ para un proyecto de transición de rajo abierto a minería subterránea: ∗ Como se muestra en Tabla 9.1, existen diversos métodos para la medición del estado tensional in situ; sin embargo el método más utilizado en los últimos 20 años es el CSIRO hollow inclusion stress cell, que se ilustra en Figura 9.2, desarrollado por Worotnicki & Walton (1976) (Brown (2002)). Éste es también el método más usado actualmente en la minería subterránea por métodos de hundimiento (Flores & Karzulovic (2002)). Sin embargo, este método requiere acceso al sitio donde se efectuará la medición, lo que muchas veces no es posible en las etapas iniciales de un proyecto de transición desde rajo abierto a minería subterránea, por lo que en este último caso debe recurrirse a otras técnicas para medir el estado tensional in situ, a profundidades importantes respecto a la superficie del terreno (a la probable altura de columna a explotar debe sumarse la profundidad del rajo). Actualmente parece especialmente recomendable el uso de métodos de fracturación hidráulica, como los que se usan en la industria del petróleo, porque permiten alcanzar profundidades de más de 1000 m (en sondajes verticales), y además pueden aplicarse en los sondajes de exploración geológica, por lo que puede considerarse que el costo adicional de perforación es prácticamente nulo.

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Tabla 9.1 MÉTODOS DE MEDICIÓN DE ESFUERZOS Y VOLÚMENES DE ROCA AFECTADOS EN LA MEDICIÓN (Amadei & Stephansson (1997)) 3

Métodos de Medición de Esfuerzos Métodos Hidráulicos

Volumen (m )

Fracturación hidráulica

0.5 a 50

Fracturación de ranura

10

Ensayos hidráulicos sobre fracturas pre-existentes (TFP)

1 a 10

Desconfinamiento en superficie

1a2

Subperforación (undercoring)

10

-2

-3

Sobreperforación (overcoring) Métodos de Desconfinamiento

Desconfinamiento en sondajes

Ranurado de sondajes

-3

-2

2

3

10 a 10

Otros Desconfinamiento de grandes volúmenes de roca

Bored raise Técnicas de subexcavación

10 a 10

Otros

Métodos en base a gatas

Gatas planas

0.5 a 2

Gatas curvas

10

Métodos en base a recuperación de deformaciones

Recuperación de deformaciones inelásticas (ASR)

10

-3

Análisis de curvas diferenciales de deformación (DSCA)

10

-4

Métodos en base a sobre-excavación en sondajes

Otros Métodos

Análisis con caliper y dipmeter Análisis con borehole televiewer

-2

-2

10 a 10

2

8

Análisis del desplazamiento de fallas geológicas

10

Mecanismos focales de terremotos

10

Métodos indirectos (efecto Kaiser, etc.)

10 a 10

Inclusiones en roca de comportamiento tiempo-dependiente

10 a 1

Medición de esfuerzos residuales

10 a 10

9

-4

-3

-2

-5

-3

∗ Pese a que se han acumulado más de 40 años de experiencia en mediciones de esfuerzos in situ, los resultados de estas mediciones siguen requiriendo bastante interpretación. Además, se ha observado que tanto la magnitud como la orientación de los esfuerzos puede variar en forma significativa debido a la presencia de estructuras u otras heterogeneidades geológicas (Brown (2002)). Esto hace recomendable que la evaluación del estado tensional in situ se apoye en un número “adecuado” de mediciones de terreno. Este número “adecuado” de mediciones depende de cada caso, pero como guía puede señalarse lo siguiente: → En minas subterráneas de mediano tamaño y en un ambiente geotécnico benigno, probablemente bastan de 5 a 10 mediciones de esfuerzos para evaluar el estado tensional (ejemplo: Panel II, Mina Río Blanco: 6 mediciones de esfuerzos in situ). → En minas subterráneas de tamaño importante y en un ambiente geotécnico complejo, probablemente se requieren 20 a 30 mediciones de esfuerzos para evaluar el estado tensional (ejemplo: Sector Ten Sub 6, Mina El Teniente: 26 mediciones de esfuerzos in situ). → Para un proyecto de transición de rajo abierto a minería subterránea, debido al efecto de la presencia del rajo (ver Figura 9.1), probablemente se requieran como mínimo 10 a 15 mediciones de esfuerzos para evaluar el estado tensional.

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(a) Celda CSIRO HI

(c) Celda CSIRO HI embebida en el testigo de 6”, resultante del overcoring, cortado longitudinalmente.

(b) Instalación en terreno

Figura 9.2: Celda CSIRO Hollow Inclusión para medición de esfuerzos en el macizo rocoso (tomada de Mindata Australia (http://www.mindata.com.au/)).

∗ Sin perjuicio de lo recién expuesto, es frecuente que al inicio de un proyecto de transición se deba estimar el estado tensional. Para esto, se sugiere lo siguiente: 1.-

Estimar el estado tensional in situ, o sea antes del desarrollo de cualquier minería (i.e. sin rajo). Para esto, pueden considerarse los antecedentes siguientes: ► El benchmarking desarrollado por Flores & Karzulovic (2002), indica que el estado tensional in situ en minas subterráneas por métodos de hundimiento típicamente presenta las siguientes magnitudes: → Esfuerzo principal mayor, S1 : 30 a 40 MPa → Esfuerzo principal menor, S3 : 10 a 20 MPa ►

Es frecuente suponer que el esfuerzo vertical, σV, es proporcional a la profundidad, con lo que (Hoek & Brown (1980)):

σV = γ × z

(9.1)

donde γ es el peso unitario del macizo rocoso, y z es la profundidad a la cual se evalúa el esfuerzo vertical. ►

Es frecuente suponer que el esfuerzo horizontal, σH, es proporcional al esfuerzo vertical, con lo que: σ H = K ×σV (9.2) donde K es la razón de esfuerzos en la dirección del esfuerzo horizontal considerado.

►

El valor promedio de la razón de esfuerzos, KMEAN, queda delimitado por los siguientes límites superior e inferior (Hoek & Brown (1980)):

0.5 +

1500 z

≥ K MEAN ≥ 0.3 +

100 z

(9.3)

donde z se expresa en metros.

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GUÍAS GEOTÉCNICAS PARA UNA TRANSICIÓN DESDE RAJO ABIERTO A MINERÍA SUBTERRÁNEA CARACTERIZACIÓN GEOTÉCNICA ►

El valor mínimo de la razón de esfuerzos, KMIN, queda delimitado por los siguientes límites superior e inferior (Flores & Karzulovic (2002)):

0.6 +

1250 z

≥ K MIN ≥ 0.2 +

100 z

(9.4)

donde z se expresa en metros. ►

El valor máximo de la razón de esfuerzos, KMAX, queda delimitado por los siguientes límites superior e inferior (Flores & Karzulovic (2002)):

1.0 +

1500 z

≥ K MAXN ≥ 0.3 +

90 z

(9.5)

donde z se expresa en metros. ►

Muchas veces existe información sobre mediciones de esfuerzos y las tendencias del estado tensional in situ en diversas localidades (e.g. ver Hoek & Brown (1980), Brown & Windsor (1990), Zoback (1992), Mueller et al. (1997)).

2.-

Utilizando esta estimación del estado tensional in situ, evaluar el efecto de la presencia del rajo (posiblemente mediante el uso de algún modelo numérico), para evaluar el estado inicial que se tendrá en el sector a explotar por métodos de hundimiento antes del inicio de la minería subterránea. Conforme con todo lo anterior, puede señalarse que la caracterización del estado tensional para un proyecto de transición de rajo abierto a minería subterránea por métodos de hundimiento debe incluir lo siguiente: (1)

ANTECEDENTES BÁSICOS: ⊗ Descripción breve del soporte con que cuenta la evaluación del estado tensional (e.g. mediciones de esfuerzos, estimación en base a correlaciones, etc.). ⊗ Si se han efectuado mediciones de esfuerzos, se deberá indicar el(los) método(s) de medición, la ubicación de los sitios donde se efectuaron las mediciones, y los resultados de las mismas.

(2)

ESTADO TENSIONAL: ⊗ Evaluación del estado tensional in situ (i.e. antes del desarrollo del rajo) en el sector donde se desarrollará la minería subterránea, indicando: ► Magnitud y orientación de los esfuerzos principales (valores típicos o característicos y rango de variación de cada parámetro). ► Magnitud de los componentes del tensor de esfuerzos (valores típicos o característicos y rango de variación de cada componente). Se recomienda referir el tensor de esfuerzos al siguiente sistema de ejes coordenados: Eje X: horizontal en dirección al Este, Eje Y: horizontal en dirección al Norte, Eje Z: Vertical hacia arriba. ⊗ Evaluación del estado tensional, afectado por la presencia del rajo, en el sector donde se desarrollará la minería subterránea, indicando: ► Magnitud y orientación de los esfuerzos principales (valores típicos o característicos y rango de variación de cada parámetro). ► Magnitud de los componentes del tensor de esfuerzos (valores típicos o característicos y rango de variación de cada componente).

(3)

INFORMACIÓN ADICIONAL: ⊗ Comentarios respecto a posibles explicaciones geológicas y/o estructurales y/o geomorfológicas del estado tensional existente en el sector de interés.

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Comentarios respecto a la calidad y confiabilidad de la evaluación del estado tensional en el sector de interés. ⊗ Comentarios respecto a la necesidad de mejorar esta evaluación en ciertos sitios específicos dentro del sector de interés. ⊗

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10 SISMICIDAD Y RIESGO SÍSMICO La sismicidad y el riesgo sísmico definen el riesgo asociado a la ocurrencia de terremotos, lo que puede tener un fuerte impacto en la infraestructura de superficie, y el potencial de sismicidad inducida por la minería, lo que puede eventualmente afectar la minería subterránea. Discusiones detalladas sobre sismicidad y terremotos puede encontrarse en los trabajos de Bullen & Bolt (1985) y Bolt (1999). Los aspectos sismo-geotécnicos son tratados por Kramer (1995), y la sismicidad inducida por la minería se discute en detalle en los trabajos de Gibowicz & Kijko (1994) y Mendecki (1997), además de los simposios internacionales sobre el tema (e.g. Fairhurst (1988), Young (1993), Gibowicz & Lasocki (1997)). Para los a medición e interpretación del estado tensional in situ pueden encontrarse en los trabajos de Brown & Windsor (1990) y de Amadei & Stephansson (1997). En lo que sigue, se presentan algunos comentarios prácticos relativos a la caracterización de la sismicidad y riesgo sísmico para los fines de un proyecto de transición de rajo abierto a minería subterránea: ∗ En lo que dice relación con las solicitaciones sísmicas o dinámicas que pudieran afectar a un proyecto de este tipo, deben considerarse 3 posibilidades: → Solicitaciones asociadas a la ocurrencia de terremotos. Son de ocurrencia natural y sobre las mismas no se tienen ningún control. → Solicitaciones asociadas a la sismicidad inducida por la minería, la cual tiene su origen en el quiebre del macizo rocoso durante el proceso de caving. Es de ocurrencia natural, pero esta asociada al crecimiento de la cavidad, el cual queda definido por la socavación y la extracción; por lo que se tiene algún grado de control. → Solicitaciones asociadas a las faenas de tronadura, tanto en el rajo abierto como en la mina subterránea. Son de origen artificial, y sobre las mismas se tiene completo control. ∗ La eventual ocurrencia de terremotos puede afectar principalmente la infraestructura de superficie, por lo que para los fines del proyecto es necesario conocer el riesgo sísmico asociado a estos eventuales terremotos, el cual dependerá de las características sismo-tectónicas de la región donde se ubica el área de interés. Es usual definir el riesgo sísmico en términos de las características que tendrían dos tipos de eventos sísmicos: → El sismo de operación, definido como un sismo de magnitud no muy importante, pero con una alta probabilidad de ocurrencia durante la vida de la mina. → El terremoto máximo creíble, definido como el terremoto más violento que razonablemente podría afectar la mina, pero que tiene una baja probabilidad de ocurrencia durante la vida de ésta. Para cada uno de estos sismos se define el periodo de retorno, la magnitud, la zona epicentral, y la aceleración máxima que induciría en superficie en la zona que interesa. También es posible definir para cada uno de ellos espectros de respuesta y acelerogramas (en base a registros de otros sismos “escalados” y/o a la generación de acelerogramas “sintéticos” mediante métodos estocásticos). ∗ El desarrollo de minería subterránea por métodos de hundimiento se traduce en generar la ruptura del macizo rocoso por efecto de la fuerza de gravedad, por lo que la minería induce sismicidad. Si esta sismicidad es “excesiva” puede gatillar la ocurrencia de estallidos de roca, lo que afecta la seguridad operacional y puede llegar a causar el cierre de un sector productivo. Si bien esta sismicidad inducida responde a la actividad minera, hay ciertas condiciones geológico-geotécnicas que típicamente se traducen en una mayor plausibilidad de ocurrencia de problemas causados por la sismicidad inducida: ▪ El macizo rocoso es masivo o poco fracturado, y competente17. En general esta condición ocurre en el mineral primario (i.e. debajo del contacto primario-secundario). 17

Si bien, a igualdad de otras condiciones, los macizos más competentes son más susceptibles a sufrir estallidos de roca, esto no elimina el riesgo de los macizos blandos o menos competentes, ya que si la actividad minera genera condiciones suficientemente adversas podría también gatillar la ocurrencia de un estallido de roca (de hecho han ocurrido estallidos de roca en minas de sal).

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▪

Hay heterogeneidades litológicas con diferencias importantes en su competencia (e.g. como los cuerpos de diorita primaria que intruyen a las andesitas de la Mina El Teniente). ▪ Hay estructuras geológicas distritales y/o mayores. ▪ La altura de la columna de roca primaria y/o el estado tensional inducido por la minería es de magnitud importante. Si se da una o más de estas condiciones deberá evaluarse la plausibilidad de generar una sismicidad inducida importante, y el proyecto deberá considerar la implementación de un sistema de instrumentación y auscultación sísmica. ∗ Las tronaduras de producción que se desarrollen en el rajo podrían afectar la mina subterránea, especialmente en las últimas etapas de una minería simultánea, donde el espesor del crown-pillar que separa el piso del rajo del techo de la cavidad generada por el caving se hace menor. Para calificar el posible efecto de estas tronaduras se deberán conocer las leyes de atenuación aplicables a cada unidad geotécnica, de modo de poder predecir los valores de la velocidad peak de partícula que ocurrirían en la mina subterránea y modificar, si ello resulta necesario, las tronaduras de producción. Conforme con todo lo anterior, puede señalarse que la caracterización de la sismicidad y el riesgo sísmico para un proyecto de transición de rajo abierto a minería subterránea por métodos de hundimiento debe incluir lo siguiente: (1)

SISMICIDAD DE ORIGEN TECTÓNICO: ⊗ Descripción breve de las características sismo-tectónicas y el historial sísmico de la región. ⊗ Definición del sismo de operación: periodo de retorno, magnitud (Richter), zona epicentral, aceleración horizontal máxima que induciría en superficie en la zona que interesa, y probabilidad de excedencia. Si se cuenta con ellos, incluir espectros de respuesta y acelerogramas. ⊗ Definición del terremoto máximo creíble: periodo de retorno, magnitud (Richter), zona epicentral, aceleración horizontal máxima que induciría en superficie en la zona que interesa, y probabilidad de excedencia. Si se cuenta con ellos, incluir espectros de respuesta y acelerogramas.

(2)

POTENCIAL DE SISMICIDAD INDUCIDA POR LA MINERÍA SUBTERRÁNEA: ⊗ Discusión breve sobre la existencia o no existencia de condiciones que facilitarían la ocurrencia de una sismicidad “excesiva”. ⊗ Discutir la conveniencia de ejecutar ensayos especiales de laboratorio sobre probetas de las unidades geotécnicas que serían más propensas a presentar problemas. ⊗ Discusión sobre la eventual necesidad de implementar un sistema de instrumentación y auscultación sísmica.

(3)

TRONADURAS DE PRODUCCIÓN EN EL RAJO ABIERTO: ⊗ Discusión breve sobre las características de las tronaduras de producción en la mina a rajo abierto (diseño de perforación, factor de carga, secuencia, tonelaje, etc.) ⊗ Curva de atenuación para las distintas unidades geotécnicas. La definición de estas curvas deberá apoyarse en datos de terreno, obtenidos al auscultar el efecto de las tronaduras de producción (e.g. con el sistema Blastronic). ⊗ Valores de la velocidad peak de partícula (y/u otro parámetro) en que comienza el daño al macizo rocoso, para cada unidad geotécnica.

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11 COMENTARIOS FINALES Y RESUMEN Al inicio de esta Guía Geotécnica se señaló que si bien una minería subterránea por métodos de hundimiento tiene un bajo costo de operación, la misma requiere de una fuerte inversión inicial, la que se ve fuertemente incrementada cuando se trata de una transición de minería a rajo abierto a una subterránea por métodos de hundimiento, por lo que es preciso definir correctamente los desarrollos que se requerirán los primeros años del proyecto (inversiones con un fuerte impacto en el VAN). Por otra parte, una vez desarrollado el layout minero para una minería de este tipo, no es fácil modificarlo para adaptarlo a otro método de explotación. Por lo tanto para una transición de rajo abierto a una minería subterránea por métodos de hundimiento resulta de fundamental importancia el evaluar correctamente la hundibilidad del macizo rocoso, su fragmentación, la forma en que se propagará el caving, y los eventuales siniestros geotécnicos que pudieran afectar esta minería. Esto sólo puede lograrse si se cuenta con una adecuada caracterización geológico-geotécnica del sector a explotar y su entorno; de modo de poder definir la geometría, las condiciones de borde, y las solicitaciones que definen el sector a evaluar, así como también las características que definen el comportamiento mecánico del macizo rocoso, incluyendo su hundibilidad y forma de “desarme” y fragmentación. Esto requiere el definir adecuadamente la topografía, la geología, la geología estructural, la hidrogeología, la geotecnia, la sismicidad y el riesgo sísmico, y el estado tensional in situ en el sector que interesa; el cual incluye, además del área a explotar, toda aquella zona perimetral a la misma que pueda tener alguna influencia en y/o ser afectada por la minería subterránea. En esta guía se han presentado conceptos y métodos de trabajo que, aplicados correctamente permitirán lograr una adecuada caracterización geotécnica; sin embargo, la amplitud de los aspectos que incluye esta caracterización obliga a un trabajo de equipo, que debe incluir la participación no solo de los ingenieros y geólogos geotécnicos a cargo del proyecto, sino que también la de geólogos y geólogos estructurales, hidrogeólogos e hidrólogos, ingenieros sísmicos y geofísicos que aporten sus conocimientos específicos. De hecho el desarrollo de una adecuada caracterización geotécnica requiere como información de entrada los resultados de modelos geológicos, de alteración, hidrogeológicos, etc. En esta Guía Geotécnica se han privilegiado las consideraciones prácticas y, por limitaciones propias de un trabajo de este tipo, el tratamiento de muchos temas dista de ser exhaustivo; sin embargo, en cada caso se han recomendado referencias que tratan el tema con mucho mayor detalle. Dada la importancia del tema y la necesidad de que los encargados del proyecto puedan verificar la calidad de la caracterización geotécnica, en Tabla 11.1 de páginas siguientes se resumen los requerimientos de una caracterización geotécnica para un proyecto de transición de rajo abierto a minería subterránea por métodos de hundimiento. Finalmente, y sin perjuicio de que en el desarrollo de esta Guía Geotécnica se ha tratado de incluir el máximo numero de aspectos que podría incluir una caracterización geotécnica, siempre debe tenerse presente que cada proyecto corresponde a un caso particular; por lo que las recomendaciones que aquí se presentan, las cuales se resumen en Tabla 11.1, deberán aplicarse siempre con criterio, de modo tal de poder incorporar eventuales aspectos propios del proyecto en consideración y que no hayan sido tratados esta guía.

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Tabla 11.1 RESUMEN DE LOS REQUERIMIENTOS DE UNA CARACTERIZACIÓN GEOTÉCNICA PARA UN PROYECTO DE TRANSICIÓN DE RAJO ABIERTO A MINERÍA SUBTERRÁNEA POR MÉTODOS DE HUNDIMIENTO Ítem

Parámetros ▪ Topografía del terreno (natural)

Topografía

▪ Geometría (varía en el tiempo).

▪ Rajo abierto ▪ Mina(s) subterránea(s)

▪ Litología

Geología

▪ Mineralización ▪ Alteración ▪ Contacto primario-secundario

Planos a escala distrital (1:50.000 / curvas de nivel cada 50 m)l. Planos a escala global (1:10.000 / curvas de nivel cada 25 m). Planos a escala mina (1:5.000 / curvas de nivel cada 10 m). Planos a escala local (1:2.000 / curvas de nivel cada 5 m). Secciones verticales (la escala horizontal DEBE ser igual a la escala vertical).

▫ ▫ ▫ ▫

Descripción breve de los tipos y sus características. Planos (varias escalas). Secciones verticales (varias escalas). Estimación del posible error en posición (e.g. ± 50 m, ver Figura 3.2).

▪ Patrón estructural distrital

▫ Descripción breve y explicación del patrón estructural.

▪ Estructuras principales

▫ Planos y secciones con las estructuras principales. ▫ Listado de estructuras principales. ▫ Características de las estructuras principales (nombre, manteo, dirección de manteo, extensión, potencia, relleno, zonas de cizalle/ mayor fracturamiento).

Estructuras

▪ Descripción

▫ Descripción breve y explicación de los dominios estructurales y de sus límites. ▫ Planos y secciones que muestren la ubicación de los distintos dominios estructurales (pueden incluir rosetas y/o proyecciones estereográficas, como el ejemplo de Figura 6.14).

▪ Patrón estructural de cada dominio

▫ Número de sets de estructuras, indicando si se trata de estructuras mayores, intermedias o menores. ▫ Patrón estructural, indicando el manteo y la dirección de manteo de cada set o familia de estructuras ((1), ver Figura 6.3). ▫ Proyecciones estereográficas y rosetas (ver ejemplo de Figura 6.5).

▪ Dominios estructurales ▪ Caracterización de las estructuras (por set, por dominio)

▪ Unidades geotécnicas básicas

Geotecnia

Información Requerida ▫ ▫ ▫ ▫ ▫

▪ Propiedades de la roca “intacta” (para cada unidad geotécnica básica)

▫ ▫ ▫ ▫ ▫ ▫ ▫

Tipo de estructura (ver Tabla 6.1). Persistencia o extensión ((1), ver Tabla 6.4). Tipo de término (Tr, Nr, Nj y Nt). Espaciamiento ((1), ver Tabla 6.3). Rugosidad a escala intermedia y menor ((1), ver Figura 6.9). Puede incluirse el coeficiente JRC ((1), ver Figuras 6.9 a 6.11). Apertura de las estructuras abiertas ((1), ver Tabla 6.5) / Potencia de las vetillas o estructuras con relleno ((1), ver Tabla 6.6). Descripción del material de relleno (lo que corresponda): mineralogía, granulometría (ver Tabla 6.7), dureza, competencia (ver Tabla 6.9), humedad y permeabilidad (ver Tabla 6.8), características especiales, alteración de la roca de caja (puede incluirse el coeficiente JCS).

▫ Descripción breve y definición de las unidades geotécnicas básicas (ver esquema explicativo en Figura 7.1). ▫ Planos y secciones que muestren la ubicación de las distintas unidades geotécnicas básicas. ▫ Peso unitario, γ (1). ▫ Resistencia en compresión uniaxial, UCS (1). ▫ Resistencia en compresión triaxial según el criterio de Hoek-Brown (parámetros mi y σci, ver Tablas 6.9 y 7.1). ▫ Módulo de deformabilidad, E, y razón de Poisson, ν (1).

(1) Indicar número de datos en que se basa la evaluación, valor característico del parámetro, la variabilidad respecto a éste, y la confiabilidad de la evaluación. (2) Indicar rango de valores para el parámetro, especificando su valor modal. (3) Indicar como se estimó el parámetro y la confiabilidad de la estimación.

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Tabla 11.1 (continuación) RESUMEN DE LOS REQUERIMIENTOS DE UNA CARACTERIZACIÓN GEOTÉCNICA PARA UN PROYECTO DE TRANSICIÓN DE RAJO ABIERTO A MINERÍA SUBTERRÁNEA POR MÉTODOS DE HUNDIMIENTO Ítem

Parámetros

Información Requerida

▪ Parámetros geotécnicos

▫ ESTRUCTURAS MAYORES: Jr y Ja para el índice Q y/o s y JC para el índice RMR y/o JC y JS para el índice MRMR y/o JC para el índice GSI ((2), ver Anexos). ▫ ESTRUCTURAS INTERMEDIAS: Jr y Ja para el índice Q y/o s y JC para el índice RMR y/o JC y JS para el índice MRMR y/o JC para el índice GSI ((2), ver Anexos). ▫ ESTRUCTURAS MENORES: Jr y Ja para el índice Q y/o s y JC para el índice RMR y/o JC y JS para el índice MRMR ((3), ver Anexos).

▪ Propiedades

▫ ESTRUCTURAS DISTRITALES: Cohesión y ángulo de fricción (3). SI SE REQUIERE (e.g. para modelos numéricos) podrá incluirse una evaluación de las rigideces normal y tangencial (3). ▫ ESTRUCTURAS MAYORES: Cohesión y ángulo de fricción (valores peak y residual, (3), ver Tabla 7.5). SI SE REQUIERE (e.g. para modelos numéricos) deberán incluirse las rigideces normal y tangencial ((3), ver Tablas 7.8 y 7.9). ▫ ESTRUCTURAS INTERMEDIAS: Cohesión y ángulo de fricción (valores peak y residual, (3), ver Tabla 7.5). Si se incluirán en la evaluación de la hundibilidad deberá indicarse su resistencia en tracción y la dureza de su relleno (3), y SI SE REQUIERE (e.g. para modelos numéricos) deberán incluirse las rigideces normal y tangencial ((3), ver Tablas 7.8 y 7.9). ▫ ESTRUCTURAS MENORES: Resistencia en tracción y dureza de su relleno (3).

▪ Unidades geotécnicas

▫ Descripción breve de los sistemas de calificación y clasificación geotécnica utilizados (se recomienda el uso simultáneo de MRMR y GSI). ▫ Definición de unidades geotécnicas considerando las unidades geotécnicas básicas, la zonificación de la calidad geotécnica del macizo rocoso, y los dominios estructurales. Cada vez que sea posible deberán incluirse fotos descriptivas de las distintas unidades geotécnicas. (preferiblemente a color y con una indicación de la escala) ▫ Planos y secciones que muestren la zonificación geotécnica del macizo rocoso.

▪ Parámetros geotécnicos

▫ ▫ ▫ ▫ ▫

▪ Estructuras

Geotecnia

▪ Macizo rocoso

▪ Propiedades (para unidad geotécnica)

Hidrogeología

Hidrología e hidrogeología

cada

RQD, Jn, Jr, Ja, Jw y SRF → Q (Barton et al., (2), ver Anexo A). → RMR (Bieniawski, (2), ver Anexo B). UCS, RQD, s, Jw y WC BS, JS, JC → IRMR + CORRECCIONES → MRMR (Laubscher, (2), ver Anexo C). RMS, JC → GSI (Hoek, (2), ver Figura 7.5). Los factores de corrección deberán evaluarse en forma independiente para cada aplicación que se pretenda hacer del índice MRMR, ya que pueden variar de una aplicación a otra.

▫ Resistencia en compresión triaxial según el criterio generalizado de Hoek-Brown (mi & σci + GSI + D → mb, σci, s & a, (3), ver Figura 7.5 y Tabla 7.3). SI SE REQUIERE podrán definirse valores equivalentes de c y φ, considerando un rango adecuado de esfuerzos de confinamiento. ▫ Módulo de deformabilidad, E, y razón de Poisson, ν . Si se requiere podrán definirse valores para B y G (3). ▫ SE RECOMIENDA incluir un breve comentario sobre la confiabilidad de las propiedades del macizo rocoso (ver Tabla 7.4). ▫ Descripción breve del escenario hidrológico e hidrogeológico, con una breve reseña de las distintas unidades hidrogeológicas y del posible efecto de estructuras distritales y/o mayores en el régimen de aguas subterráneas. ▫ Planos y secciones que muestren la ubicación de las distintas unidades hidrogeológicas, incluyendo aquellas estructuras geológicas que sean relevantes. ▫ Balance de aguas, con indicación de las recargas y descargas al sistema.


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Tabla 11.1 (continuación) RESUMEN DE LOS REQUERIMIENTOS DE UNA CARACTERIZACIÓN GEOTÉCNICA PARA UN PROYECTO DE TRANSICIÓN DE RAJO ABIERTO A MINERÍA SUBTERRÁNEA POR MÉTODOS DE HUNDIMIENTO Ítem

Hidrogeología

Parámetros

Modelo hidrogeológico y sus resultados

Antecedentes

▫ Descripción de los antecedentes que soportan la evaluación del estado tensional, incluyendo comentarios respecto a posibles explicaciones geológicas y/o geomorfológicos del estado tensional, la calidad y confiabilidad de la evaluación, y la eventual necesidad de mejorar esta evaluación. ▫ Si se han efectuado mediciones de esfuerzos se deberá indicar el(los) método(s) de medición, la ubicación de los sitios de medición, y los resultados de las mediciones.

Evaluación

▫ Estado tensional in situ (antes del desarrollo del rajo): magnitud y orientación de los esfuerzos principales, magnitud de los componentes del tensor de esfuerzos (Eje X: horizontal en dirección Este, Eje Y: horizontal en dirección Norte, Eje Z: vertical hacia arriba) (1). ▫ Estado tensional modificado por la presencia del rajo (varía con el tiempo): magnitud y orientación de los esfuerzos principales, magnitud de los componentes del tensor de esfuerzos (Eje X: horizontal en dirección Este, Eje Y: horizontal en dirección Norte, Eje Z: vertical hacia arriba) (1).

Sismicidad de origen tectónico

▫ Descripción breve de las características sismo-tectónicas y el historial sísmico de la región. ▫ Definición del sismo de operación: periodo de retorno, magnitud (Richter), zona epicentral, aceleración horizontal máxima que induciría en superficie en la zona que interesa, y probabilidad de excedencia. Si se cuenta con ellos, incluir espectros de respuesta y acelerogramas. ▫ Definición del terremoto máximo creíble: periodo de retorno, magnitud (Richter), zona epicentral, aceleración horizontal máxima que induciría en superficie en la zona que interesa, y probabilidad de excedencia. Si se cuenta con ellos, incluir espectros de respuesta y acelerogramas.

Sismicidad inducida por la minería

▫ Discusión breve sobre la existencia o no existencia de condiciones que facilitarían la ocurrencia de una sismicidad “excesiva”. ▫ Discutir la conveniencia de ejecutar ensayos especiales de laboratorio sobre probetas de las unidades geotécnicas que serían más propensas a presentar problemas. ▫ Discusión sobre la eventual necesidad de implementar un sistema de instrumentación y auscultación sísmica.

Tronaduras de producción

▫ Discusión breve sobre las características de las tronaduras de producción en la mina a rajo abierto (diseño de perforación, factor de carga, secuencia, tonelaje, etc.) ▫ Curva de atenuación para las distintas unidades geotécnicas. La definición de estas curvas deberá apoyarse en datos de terreno, obtenidos al auscultar el efecto de las tronaduras de producción (e.g. con el sistema Blastronic). ▫ Valores de la velocidad peak de partícula (y/u otro parámetro) en que comienza el daño al macizo rocoso, para cada unidad geotécnica.

Estado Tensional

Sismicidad y Riesgo Sísmico

Información Requerida ▫ Descripción breve del modelo hidrogeológico y sus supuestos. DEBERÁ INDICARSE EXPLÍCITAMENTE si se ha supuesto alguna medida de drenaje y/o despresurización que deberá ser implementada en la práctica para asegurar que se logran las predicciones del modelo. En este caso el sistema de drenaje y/o despresurización deberá ser detalladamente descrito. ▫ Planos con curvas de iso-elevación del nivel freático para las distintas etapas (tiempos) de la minería (ver Figura 8.1). ▫ Secciones verticales que muestren, para las distintas etapas (tiempos) de la minería, la posición del(los) nivel(es) freático(s) y, SI SE REQUIERE, el campo de presiones de poro. ▫ Magnitud de las infiltraciones a las minas, y lugar de ocurrencia de las mismas. ▫ Evaluación del potencial de ocurrencia de infiltraciones súbitas de agua a la mina subterránea, debido a la acumulación de agua en el rajo: condición(es) más crítica(s), hidrograma de la infiltración al rajo, condiciones necesarias para que se produzca una infiltración súbita hacia la mina subterránea.


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12 AGRADECIMIENTOS Los autores de esta Guía Geotécnica quieren agradecer a todos los patrocinadores de este proyecto de investigación denominado International Caving Study-Stage II, ICS-II, por la posibilidad de desarrollar este trabajo. También desean expresar su más sincera gratitud a las Divisiones Andina y El Teniente de Codelco, así como a Compañía Minera Doña Inés de Collahuasi S.C.M. por las facilidades brindadas para el uso de información técnica. Finalmente, los autores desean agradecer especialmente a División Codelco Norte por el soporte y apoyo entregado durante todo el desarrollo este trabajo.

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14 ANEXOS Anexo A:

Método del Índice Q

Anexo B:

Método del Índice RMR

Anexo C:

Método del Índice MRMR

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Anexo A: Método del Índice Q En este anexo se describe la forma de calcular el índice Q de calidad geotécnica, desarrollado por Barton et al. (1974). Aquí se presenta la versión más reciente de este método. Referencias: Barton, N.; Lien, R. & Lunde, J. (1974): Engineering classification of rock masses for design of tunnel support, Rock Mechanics, 6(4): 189-236. Grimstad, E. & Barton, N. (1993): Updating the Q-System for NTM, Proc. Int. Symp. on Sprayed Shotcrete: MODERN USE OF WET MIX SPRAYED SHOTCRETE FOR UNDERGROUND SUPPORT, edited by R. Kompen et al., Norwegian Concrete Association, Oslo. Definiciones: El método de clasificación de Barton et al. (1974) se desarrolló para estimar la fortificación de túneles en función del índice Q de calidad geotécnica, definido como:

 RQD   J r   J w   ×   ×  Q =    J n   J a   SRF 

(A.1)

donde el primer cuociente corresponde a una estimación del tamaño de los bloques que conforman el macizo rocoso, el segundo cuociente corresponde a una estimación de la resistencia al corte entre bloques, y el tercer cuociente representa lo que Barton et al. (1974) denominan esfuerzo “activo”. Los parámetros que definen estos cuocientes son: RQD

es la designación de la calidad de la roca definida por Deere et al. (1967), que puede variar de 0 (macizos rocosos de muy mala calidad) a 100 (macizos rocosos de excelente calidad).

Jn

es un coeficiente asociado al número de sets de estructuras presentes en el macizo rocoso (Joint Set Number), que puede variar de 0.5 (macizo masivo o con pocas estructuras) a 20 (roca totalmente disgregada o triturada). es un coeficiente asociado a la rugosidad de las estructuras presentes en el macizo rocoso (Joint Roughness Number), que puede variar de 0.5 (estructuras planas y pulidas) a 5 (estructuras poco persistentes espaciadas a más de 3 m). es un coeficiente asociado a la condición o grado de alteración de las estructuras presentes en el macizo rocoso (Joint Alteration Number), que puede variar de 0.75 (vetillas selladas en roca dura con rellenos resistentes y no degradables) a 20 (estructuras con rellenos potentes de arcilla). es un coeficiente asociado a la condición de aguas en las estructuras presentes en el macizo rocoso (Joint Water Reduction Factor), que puede variar de 0.05 (flujo notorio de aguas, permanente o que no decae en el tiempo) a 1 (estructuras secas o con flujos mínimos de agua). es un coeficiente asociado al posible efecto de la condición de esfuerzos en el macizo rocoso (Stress Reduction Factor), que puede variar de 0.05 (concentraciones importantes de esfuerzos en roca competente) a 20 (condición favorable a la ocurrencia de estallidos de roca).

Jr

Ja

Jw

SRF

Cálculos: (1)

El RQD del macizo rocoso se determina en base al mapeo geotécnico de los testigos de sondajes geotécnicos, en la forma que se ilustra en el esquema de Figura A.1. Debe tenerse presente que: (a)

Intervalos de 5 puntos para RQD son suficientemente precisos (e.g. 100, 95, 90, etc.).

101

ICS-II, Tarea 4


RQD =

L = 38 cm

L = 17 cm L = 0 cm

L = 20 cm

LT = 200 cm

SIN TROZOS > 10 cm

LONGITUD TOTAL DEL TRAMO

RQD =

∑Trozos de longitud ≥ 10 cm ×100 (%) Longitud total del tramo

38 + 17 + 0 + 20 + 43 + 0 ×100 (%) 200

RQD = 59 % (REGULAR)

L = 43 cm FRACTURA FRESCA CAUSADA POR EL PROCESO DE PERFORACION

L = 0 cm SIN RECUPERACION

RQD (%)

Calidad Geotécnica

< 25

MUY MALA

25 a 50

MALA

50 a 75

REGULAR

75 a 90

BUENA

90 a 100

EXCELENTE

Figura A.1: Esquema que ilustra la definición del índice RQD para designar la calidad del macizo rocoso (Deere & Deere (1988)).

(b) (2)

Si RQD es menor o igual que 10, entonces debe considerarse un valor de 10 para evaluar el índice Q.

El coeficiente Jn se calcula en función del número de sets de estructuras presentes en el macizo rocoso, en la forma que se indica en Tabla A.1. Debe tenerse presente que: (a)

En el caso de intersecciones de túneles debe multiplicarse por 3 el valor de Jn.

(b)

En el caso de portales de túneles debe multiplicarse por 2 el valor de Jn. Tabla A.1 VALORES DEL COEFICIENTE Jn Caso

Condición

Jn

- AUMENTA LA BLOCOSIDAD DEL MACIZO →

A

Macizos rocosos masivos, sin o con muy pocas estructuras.

0.5 a 1

B

Macizos rocosos con un único set de estructuras.

2

C

Macizos rocosos con un set de estructuras más estructuras aleatorias.

3

D

Macizos rocosos con dos sets de estructuras.

4

E

Macizos rocosos con dos sets de estructuras más estructuras aleatorias.

6

F

Macizos rocosos con tres sets de estructuras.

9

G

Macizos rocosos con tres sets de estructuras más estructuras aleatorias.

12

H

Macizos rocosos con cuatro o más sets de estructuras, con muchas estructuras aleatorias, con bloques cúbicos, etc.

15

I

Macizo rocoso totalmente desintegrado, similar a un suelo granular.

20

102

ICS-II, Tarea 4

(3)


El coeficiente Jr se calcula en función de la rugosidad de las estructuras más débiles. Si éstas están favorablemente orientadas, entonces deberá escogerse el set más débil de todas las estructuras desfavorablemente orientadas para evaluar Jr. El valor de Jr se calcula como se indica en Tabla A.2. Debe tenerse presente que: (a)

Si el espaciamiento de las estructuras del set considerado es mayor a 3 m, debe sumarse 1 al valor de Jr.

(b)

En el caso de estructuras planas y pulidas que presenten lineamientos, podrá considerarse que Jr es igual a 0.5 si los lineamientos están favorablemente orientados

(c)

Los casos B a G de Tabla A.2 se ordenan de escala menor a escala intermedia, en ese orden. Tabla A.2 VALORES DEL COEFICIENTE Jr Caso

Condición

Jr

(a) Hay contacto entre las cajas de la estructura. ---- DISMINUYE LA RUGOSIDAD DE LA ESTRUCTURA ---→

(4)

A

Estructuras discontinuas o que presentan puentes de roca.

4

B

Estructuras ondulosas y rugosas (o irregulares).

3

C

Estructuras ondulosas y lisas.

2

D

Estructuras ondulosas y pulidas

1.5

E

Estructuras planas y rugosas.

1.5

F

Estructuras planas y lisas.

1.0

G

Estructuras planas y pulidas

0.5

(c) Los desplazamientos de corte no producen contacto entre las cajas de la estructura. H

Estructura con rellenos arcillosos de espesor suficiente como para impedir el contacto entre las cajas de la estructura.

1.0

I

Estructura con rellenos de roca molida y/o materiales granulares de espesor suficiente como para impedir el contacto entre las cajas de la estructura.

1.0

El coeficiente Ja se calcula en función de la rugosidad de las estructuras más débiles. Si éstas están favorablemente orientadas, entonces deberá escogerse el set más débil de todas las estructuras desfavorablemente orientadas para evaluar Ja. El valor de Ja se calcula como se indica en Tabla A.3. Debe tenerse presente que: (a)

(5)

(b) Desplazamientos de corte menores que 10 cm producen contacto entre las cajas de la estructura.

Los valores de φjres que se indican corresponden a una estimación muy aproximada del ángulo de fricción residual que tendrían las estructuras.

El coeficiente Jw se calcula en función de la condición de aguas observada en las estructuras del macizo rocoso, en la forma que se indica en Tabla A.4. Debe tenerse presente que: (a)

Los casos C a F corresponden a estimaciones muy aproximadas. Se puede incrementar el valor de Jw si se implementan medidas de drenaje (esto debe hacerse con criterio, considerando como estas medidas podrían modificar la condición de aguas).

(b)

Problemas especiales asociados al congelamiento de las aguas y la formación de hielo no se consideran.

103

ICS-II, Tarea 4


Tabla A.3 VALORES DEL COEFICIENTE Ja Caso

φ jres

Condición

Ja

(a) Hay contacto entre las cajas de la estructura.

----- A U M E N T A

Estructuras bien trabadas y selladas con rellenos duros, impermeables, y que no se ablandan (e.g. cuarzo, epidota, etc.).

B

Estructuras con cajas no alteradas, que solo presentan pátinas locales.

25º a 35º

1

C

Estructuras con cajas ligeramente alteradas. Pátinas de materiales que no se ablandan y libres de finos: arenas, roca molida, etc.

25º a 30º

2

D

Estructuras con pátinas limo arenosas, con poco contenido de arcillas, que no se ablandan.

20º a 25º

3

E

Estructuras con pátinas de minerales arcillosos de baja fricción y que se ablandan (e.g. caolinita, micas, etc.). Estructuras con pátinas de clorita, talco, yeso, grafito, etc. Estructuras con pequeñas cantidades de arcillas expansivas (pátinas discontinuas, de 1 a 2 mm de potencia).

8º a 16º

4

LA

A

ALTERACIÓN DE LA ESTRUCTURA

(b) Desplazamientos de corte menores que 10 cm producen contacto entre las cajas de la estructura. F

Estructuras con rellenos de arenas y/o roca molida, libres de arcilla.

25º a 30º

4

G

Estructuras con rellenos de arcillas muy preconsolidadas, que no se ablandan (rellenos continuos, con espesores < 5 mm).

16º a 24º

6

H

Estructuras con rellenos de arcillas algo a poco preconsolidadas, que se ablandan (rellenos continuos, con espesores < 5 mm).

12º a 16º

8

J

Estructuras con rellenos de arcillas expansivas (e.g. montmorillonita, rellenos continuos, con espesores < 5 mm). El valor de Ja depende del contenido de arcilla, de la exposición al agua, etc.

6º a 12º

8 a 12

(c) Los desplazamientos de corte no producen contacto entre las cajas de la estructura. K

Estructuras con rellenos potentes de roca brechizada y salbanda arcillosa (ver G, H, J para descripciones del material arcilloso).

L

Estructuras con rellenos potentes de arenas limosas o limo-arcillosas, con poco contenido de arcillas (que no se ablandan).

M

Estructuras con rellenos potentes de salbanda arcillosa (ver G, H, J para descripciones del material arcilloso).

----→

(6)

0.75

6º a 24º

8 a 12

5

6º a 24º

13 a 20

El coeficiente SRF está asociado al posible efecto de la condición de esfuerzos en el macizo rocoso, y puede considerarse una medida de: (i)

La presión causada por el material suelto, en el caso de un túnel que atraviesa una zona de cizalle o un macizo rocoso arcilloso y de mala calidad geotécnica.

(ii)

La concentración de esfuerzos que se produce en la periferia de túneles excavados en macizos rocosos competentes.

(iii)

Las presiones asociadas al flujo plástico (squeezing) o al hinchamiento (swelling) que encuentran túneles que cruzan macizos rocosos arcillosos poco competentes bajo un estado tensional importante, o macizos rocosos arcillosos y expansivos.

104

ICS-II, Tarea 4


Tabla A.4 VALORES DEL COEFICIENTE Jw Condición

pw (MPa)

Jw

----- AUMENTAN LAS INFILTRACIONES

A

Túneles secos o con infiltraciones menores (e.g. 5 lt/min localmente o solo en algunos sectores)

< 0.1

1

B

Infiltraciones y presiones moderadas, que ocasionalmente causan el lavado del relleno de las estructuras.

0.1 a 0.25

0.66

C

Infiltraciones y presiones importantes en roca competente con estructuras sin relleno.

D

Infiltraciones y presiones importantes que causan lavado de los rellenos de las estructuras.

E

Infiltraciones muy importantes y a presión gavilladas por las tronaduras, pero decaen con el tiempo.

----→

Caso

F

Infiltraciones excepcionalmente altas con presiones que continúan sin decaer con el tiempo.

pw

0.50 0.25 a 1.0 0.33

> 1.0

0.1 a 0.2

0.05 a 0.1

es la presión del agua.

SRF se calcula en la forma que se indica en Tabla A.5. Debe tenerse presente que: (a)

Los valores de SRF deben reducirse en un 25% a 50% si las zonas de cizalle relevantes solo influencian el túnel, pero no lo intersectan.

(b)

Si el estado tensional medido es muy anisotrópico, entonces: Si 5 ≤ S1 / S3 ≤ 10

Si 10 < S1 / S3

(c)

disminuya en un 20% uniaxial y la resistencia dos para evaluar SRF. disminuya en un 40% uniaxial y la resistencia dos para evaluar SRF.

los valores de la resistencia en compresión en tracción de la roca intacta, UCS y TS, usalos valores de la resistencia en compresión en tracción de la roca intacta, UCS y TS, usa-

La base de datos del método incluye pocos casos en que la profundidad del techo del túnel respecto a la superficie del terreno es menor que el ancho del túnel. Si este es el caso entonces SRF debe incrementarse de 2.5 a 5 (ver H).

El uso del índice Q permite calificar la calidad geotécnica de los macizos rocosos en una escala logarítmica, que varía desde 0.001 a 1000, y considera 9 clases: Macizos de calidad EXCEPCIONALMENTE MALA (Q ≤ 0.01). Macizos de calidad EXTREMADAMENTE MALA (0.01 < Q ≤ 0.1). Macizos de calidad MUY MALA (0.1 < Q ≤ 1). Macizos de calidad MALA (1 < Q ≤ 4). Macizos de calidad REGULAR (4 < Q ≤ 10). Macizos de calidad BUENA (10 < Q ≤ 40). Macizos de calidad MUY BUENA (40 < Q ≤ 100). Macizos de calidad EXTREMADAMENTE BUENA (100 < Q ≤ 400). Macizos de calidad EXCEPCIONALMENTE BUENA (400 < Q).

105

ICS-II, Tarea 4


Tabla A.5 VALORES DEL COEFICIENTE SRF Caso (a)

Zonas débiles intersectan la posición que tendrá la excavación subterránea, lo que puede causar aflojamiento (loosening) del terreno cuando se desarrolle la excavación subterránea.

A

Aparecen múltiples zonas débiles que contienen salbanda arcillosa o roca químicamente desintegrada, con roca suelta en su periferia (a cualquier z).

10.0

B

Aparece una zona débil que contiene salbanda arcillosa o roca químicamente desintegrada, con roca suelta en su periferia (z ≤ 50 m).

5.0

C

Aparece una zona débil que contiene salbanda arcillosa o roca químicamente desintegrada, con roca suelta en su periferia (z > 50 m).

2.5

D

Aparecen múltiples zonas débiles, con roca suelta en su periferia, en un macizo rocoso competente y libre de arcilla (a cualquier z).

7.5

E

Aparece una zona débil, con roca suelta en su periferia, en un macizo rocoso competente y libre de arcilla (z ≤ 50 m).

5.0

F

Aparece una zona débil, con roca suelta en su periferia, en un macizo rocoso competente y libre de arcilla (z > 50 m).

2.5

G

Macizo rocoso muy fracturado, con estructuras abiertas que definen bloques en forma de cubos (a cualquier z).

5.0

(b)

Macizos rocosos competentes, problemas de concentración de esfuerzos.

UCS/S1

TS/S1

SRF

> 200

< 0.01

2.5

10 a 200

0.01 a 0.3

1.0

H

Estado tensional de magnitud baja, estructuras superficiales abiertas.

J

Estado tensional de magnitud moderada, condición de esfuerzos es favorable.

K

Estado tensional de magnitud alta, estructuras bien trabadas (usualmente favorable para la estabilidad, aunque puede presentar problemas en las cajas).

5 a 10

0.3 a 0.4

0.5 a 2.0

L

Macizo rocoso masivo que presenta lajamientos moderados 1 hora después del desarrollo de la excavación subterránea.

3a5

0.5 a 0.65

5 a 50

M

Macizo rocoso masivo que presenta lajamientos e incluso estallidos de roca poco después del desarrollo de la excavación subterránea.

2a3

0.65 a 1.0

50 a 200

N

Macizos rocosos que sufren notorios estallidos de roca y deformaciones inmediatas después del desarrollo de la excavación subterránea.

<2

>1

200 a 400

(c)

Macizos rocosos que fluyen plásticamente (squeezing rock).

O

El flujo plástico genera presiones moderadas.

5 a 10

P

El flujo plástico genera presiones importantes.

10 a 20

(d)

z

SRF

Condición

Macizos rocosos expansivos (swelling rock), expansión o hinchamiento debido a reacciones químicas causadas por las aguas.

Q

El hinchamiento genera presiones moderadas.

5 a 10

R

El hinchamiento genera presiones importantes.

10 a 15

es la profundidad de la excavación subterránea.

Respecto al uso del índice Q para caracterizar geotécnicamente el macizo rocoso, es conveniente indicar lo siguiente: A diferencia de otros sistemas de clasificación geotécnica, las tablas para calcular los parámetros que definen Q prácticamente no han cambiado desde la introducción del método en 1974 (solo se introdujo una modificación al parámetro SRF, para permitir el considerar condiciones con riesgo de estallidos de roca (Grimstad & Barton (1993)).

106

ICS-II, Tarea 4


El uso de la razón entre RQD y Jn para evaluar el tamaño relativo de los bloques que conforman el macizo rocoso presenta los problemas propios del índice RQD como una medida confiable de la intensidad del fracturamiento (e.g. ver Brown (2002)), lo que pude subsanarse parcialmente si se evalúa el RQD en función del número de discontinuidades por unidad de volumen, Jv, mediante la relación propuesta por Palmstrom (1982):

RQD ≈ 115 − 3.3 J v

(A.2)

Si se desea utilizar el índice Q para evaluar la resistencia del macizo rocoso mediante el método de Hoek-Brown y/o utilizar el ábaco de estabilidad de Mathews’ (e.g. ver Mathews et al. (1980)), el esfuerzo “activo” debe hacerse unitario, ya que el efecto asociado a los parámetros Jw y SRF se incluye en forma explícita en estos casos. De esto resulta un índice Q’ definido como:

 RQD   J r   ×   Q ' =   Jn   Ja 

(A.3)

La evaluación del parámetro Jn presenta algunos problemas (Brown (2002)): el error asociado a la definición del número de sets estructurales presentes en el macizo rocoso; la idea de “set aleatorio” presenta algunos problemas conceptuales; si bien algunos macizos rocosos pueden presentar 4 o más sets de estructuras, puede ser incorrecto el clasificarlos como muy fracturados si el espaciamiento entre las estructuras es suficientemente grande.

107

ICS-II, Tarea 4


Anexo B: Método del Índice RMR En este anexo se describe la forma de calcular el índice RMR de calidad geotécnica, desarrollado por Bieniawski (1973). Aquí se presenta la versión más reciente de este método. Referencias: Bieniawski, Z.T. (1973): Engineering Classification of Jointed Rock Masses, Trans. S. Afr. Inst. Civ. Eng., 15, pp. 335-344. Bieniawski, Z.T. (1974): Geomechanics classification of rock masses and its application in tunnelling, Proc. 3rd Int. Congress on Rock Mechanics, Denver, Vol. 2A, pp. 27-32, National Academy of Sciences, Washington, D.C. Bieniawski, Z.T. (1976): Rock mass classification in rock engineering, in EXPLORATION FOR ROCK ENGINEERING (ed. by Z.T. Bieniawski), A. A. Balkema. Bieniawski, Z.T. (1979): The Geomechanics Classification in rock engineering applications, Proc. 4th Int. Congress on Rock Mechanics, Montreux, Vol. 2, pp. 41-48, A. A. Balkema. Bieniawski, Z.T. (1989): ENGINEERING ROCK MASS CLASSIFICATIONS, J. Wiley & Sons. Priest, S.D. & Hudson, J.A. (1976): Discontinuity Spacings in Rock, Int. J. Rock Mech. Min. Sci., 13, pp135-148. Definiciones: El método de clasificación de Bieniawski (1973) se desarrolló para estimar la fortificación de túneles en función del índice RMR de calidad geotécnica, definido como:

RMR = P (UCS ) + P ( RQD) + P( s ) + P( JC ) + P(WC )

(B.1)

donde: P(x)

es el puntaje asociado al parámetro x.

UCS

es la resistencia en compresión uniaxial de la roca “intacta”, y el puntaje asociado a la misma puede variar de 0 (si UCS < 1 MPa) a 15 (si UCS > 250 MPa).

RQD

es la designación de la calidad de la roca definida por Deere et al. (1967), y el puntaje asociado a la misma puede variar de 3 (si RQD < 25%) a 20 (si 90 < RQD ≤ 100).

s

es el espaciamiento entre las estructuras, y el puntaje asociado al mismo puede variar de 5 (si s < 60 mm) a 20 (si s > 2 m).

JC

es la condición de las estructuras, y el puntaje asociado a la misma puede variar de 0 (en el caso de estructuras continuas y abiertas más de 5 mm, o con rellenos arcillosos blandos de potencia mayor a 5 mm) a 30 (en el caso de estructuras discontinuas, muy rugosas, cerradas y sin alteración de su roca de caja).

WC

es la condición de aguas, y el puntaje asociado a la misma puede variar de 0 (en el caso de estructuras con flujo de aguas que se traduce en un gasto de más de 125 lt/min en un tramo de túnel de 10 m de longitud, o donde la presión del agua excede el 50% del esfuerzo principal mayor) a 15 (en el caso de estructuras completamente secas).

Cálculos: (1)

El puntaje o rating asociado a la resistencia en compresión uniaxial de la roca “intacta”, UCS, se calcula como se indica en Tabla B.1, o bien puede evaluarse de la curva que se muestra en Figura B.1.

(2)

El puntaje o rating asociado al índice RQD se calcula como se indica en Tabla B.2, o bien puede evaluarse de la curva que se muestra en Figura B.2.

108

ICS-II, Tarea 4

GUÍAS GEOTÉCNICAS PARA UNA TRANSICIÓN DESDE RAJO ABIERTO A MINERÍA SUBTERRÁNEA CARACTERIZACIÓN GEOTÉCNICA 15 14 13 12 11

Puntaje o Rating

10 9 8 7 6 5 4 3 2 1 0 0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

220

240

260

Resistencia en Compresión Uniaxial, UCS (MPa)

Figura B.1: Puntaje o rating asociado a la resistencia en compresión uniaxial de la roca “intacta” (Bieniawski (1989)).

Tabla B.1 PUNTAJES ASOCIADOS A LA RESISTENCIA DE LA ROCA “INTACTA” UCS (MPa)

PLS (MPa)

Puntaje

<1

0

5 a 25

En este rango no se recomienda el uso de los ensayos de carga puntual para estimar la resistencia de la roca “intacta”.

25 a 50

1a2

4

Resistencia Baja

50 a 100

2a4

7

Resistencia Moderada

100 a 250

4 a 10

12

Resistencia Alta

> 250

> 10

15

Resistencia Muy Alta

1a5

UCS PLS

1

Comentarios

Resistencia Muy Baja

2

es la resistencia en compresión uniaxial es la resistencia en carga puntual (point load test)

Tabla B.2 PUNTAJES ASOCIADOS AL ÍNDICE RQD Calidad del Macizo

RQD (%)

Puntaje

MUY MALA Calidad Geotécnica

< 25

3

MALA Calidad Geotécnica

25 a 50

8

REGULAR Calidad Geotécnica

50 a 75

13

BUENA Calidad Geotécnica

75 a 90

17

EXCELENTE Calidad Geotécnica

90 a 100

20

109

ICS-II, Tarea 4

GUÍAS GEOTÉCNICAS PARA UNA TRANSICIÓN DESDE RAJO ABIERTO A MINERÍA SUBTERRÁNEA CARACTERIZACIÓN GEOTÉCNICA 20 19 18 17 16 15 14

Puntaje o Rating

13 12 11 10 9 8 7 6 5 4 3 2 1 0 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

Indice de Calidad de la Roca, RQD (%)

Figura B.2: Puntaje o rating asociado al índice de calidad de la roca RQD (Bieniawski (1989)). 20 19 18 17 16 15 14

Puntaje o Rating

13 12 11 10 9 8 7 6 5 4 3 2 1 0 0

200

400

600

800

1000

1200

1400

1600

1800

2000

Espaciamiento entre Estructruras, s (mm)

Figura B.3: Puntaje o rating asociado al espaciamiento entre las estructuras, s (Bieniawski (1989)).

(3)

El puntaje o rating asociado al espaciamiento entre las estructuras, s, se calcula como se indica en Tabla B.3, o bien puede evaluarse de la curva que se muestra en Figura B.3. Bieniawski (1989) sugiere que cuando se conoce solo s o solo RQD, pero no ambos parámetros, es posible utilizar la Figura B.4 para estimar uno de ellos en función del otro (esto se basa en la correlación propuesta por Priest & Hudson (1976)).

110

ICS-II, Tarea 4

GUÍAS GEOTÉCNICAS PARA UNA TRANSICIÓN DESDE RAJO ABIERTO A MINERÍA SUBTERRÁNEA CARACTERIZACIÓN GEOTÉCNICA 100

80

70

60

50

40

30

DM

RQ D

RQ

D

AX

10

MIN

ME AN

20

RQ

Indice de Calidad de la Roca, RQD (%)

90

0 20

10

30

40

60

80

200

100

300

400

600

800

1000

Espaciamiento entre Estructuras, s (mm)

Figura B.4: Correlación entre s y RQD, que puede utilizarse para evaluar un parámetro en función del otro (modificada de Bieniawski (1989)).

Tabla B.3 PUNTAJES ASOCIADOS AL ESPACIAMIENTO ENTRE ESTRUCTURAS, s Descripción del Espaciamiento

s (mm)

Puntaje

MUY JUNTO a EXTREMADAMENTE JUNTO

< 60

5

JUNTO

60 a 200

8

MODERADO

200 a 600

10

SEPARADO

600 a 2000

15

MUY SEPARADO

> 2000

20

(4)

El puntaje o rating asociado a la condición de las estructuras, JC, se calcula como se indica en Tabla B.4, o bien cuando se requiere de mayor detalle, empleando las guías que se reseñan en Tabla B.5.

(5)

El puntaje o rating asociado a la condición de aguas, WC, se calcula como se indica en Tabla B.6.

Todo lo anterior permite calcular el valor “in situ” del índice RMR, lo que define la calidad geotécnica de los macizos rocosos en una escala que varía desde 0 a 100, y considera 5 clases: Macizos de calidad MUY MALA (Clase V, 0 ≤ RMR ≤ 20). Macizos de calidad MALA (Clase IV, 20 < RMR ≤ 40). Macizos de calidad REGULAR (Clase III, 40 < RMR ≤ 60). Macizos de calidad BUENA (Clase II, 60 < RMR ≤ 80). Macizos de calidad MUY BUENA (Clase I, 80 < RMR ≤ 100).

111

ICS-II, Tarea 4


Tabla B.4 PUNTAJES ASOCIADOS A LA CONDICIÓN DE LAS ESTRUCTURAS, JC Descripción de la Condición de las Estructuras

Puntaje

Estructuras continuas. Estructuras abiertas (apertura > 5 mm) o con rellenos blandos de salbanda arcillosa (espesor > 5 mm).

0

Estructuras continuas. Estructuras pulidas, o abiertas (apertura de 1 a 5 mm) o con rellenos blandos de salbanda arcillosa (espesor de 1 a 5 mm).

10

Estructuras algo rugosas. Roca de caja muy intemperizada o alterada. Estructuras abiertas (apertura < 1 mm) o con rellenos (espesor < 1 mm).

20

Estructuras algo rugosas. Roca de caja algo intemperizada o alterada. Estructuras abiertas (apertura < 1 mm) o con rellenos (espesor < 1 mm).

25

Estructuras muy rugosas. Estructuras discontinuas. Roca de caja fresca o sana. Estructuras cerradas o selladas.

30

Tabla B.5 GUÍAS PARA UNA EVALUACIÓN DETALLADA DEL PUNTAJE ASOCIADO A JC Parámetro de la Estructura Persistencia o Extensión (m) Apertura o Espesor (mm)

Condición o Características & Puntaje o Rating <1

Material de Relleno

Intemperización o Alteración

3 a 10

10 a 20

> 20

6

4

2

1

0

0

< 0.1

0.1 a 1

1a5

>5

6

5

4

1

0

Rugosa

Algo Rugosa

Lisa

Pulida

Muy Rugosa

Rugosidad

1a3

6

5

3

1

0

Ninguno

Duro < 5 mm

Duro ≥ 5 mm

Blando < 5 mm

Blando ≥ 5 mm

6

4

2

2

0

Fresca

Algo Alterada

Alteración Moderada

Muy Alterada

Descompuesta

6

5

3

1

0

Tabla B.6 PUNTAJES ASOCIADOS A LA CONDICIÓN DE AGUAS, WC

Qw pw S1

Descripción

Qw (lt/min)

pw / S1

Puntaje

Condición Completamente Seca

0

0

15

Condición Húmeda

< 10

< 0.1

10

Condición Mojada

10 a 25

0.1 a 0.2

7

Goteos

25 a 125

0.2 a 0.5

4

Infiltraciones de Agua

> 125

> 0.5

0

es la cantidad de flujo que se infiltra en un tramo de túnel de 10 m de longitud. es la presión del agua. es el esfuerzo principal mayor.

112

ICS-II, Tarea 4


Tabla B.7 AJUSTE AL PUNTAJE TOTAL POR EFECTO DE LA ORIENTACIÓN DE LAS ESTRUCTURAS Orientación de las Estructuras (Rumbo y Manteo) Aplicación Minería Subterránea Túneles Cimentaciones Taludes Minería a Rajo Abierto

Muy Favorable

Favorable

Regular

Desfavorable

Muy Desfavorable

0

2

5

10

12

0

2

7

15

25

0

5

25

50

60

Una vez calculado el valor in situ del índice RMR, es posible ajustar este valor para considerar el efecto de la orientación de las estructuras, con lo que:

RMR = RMRIN SITU − ∆RMR

(B.2)

donde ∆RMR es el ajuste por efecto de la orientación de las estructuras, el cual depende de la aplicación y se determina en base a los valores que se presentan en Tabla B.7. Es importante tener presente que siempre el valor in situ de RMR es igual o mayor que el valor ajustado, y que los valores de Tabla B.7 son referenciales y el ajuste debe siempre hacerse con criterio. Respecto al uso del índice RMR para caracterizar geotécnicamente el macizo rocoso, es conveniente indicar lo siguiente: Las tablas para calcular los puntajes asociados a los parámetros que definen el índice RMR han cambiado varias veces desde la introducción del método en 1973, por lo que es muy importante el indicar que versión del método se está utilizando. Debe tenerse presente que muchas veces los testigos seleccionados para evaluar UCS corresponden a los más competentes, por lo que no necesariamente representan la resistencia “típica” de la roca “intacta”. El uso del RQD presenta los problemas propios de este índice (e.g. ver Brown (2002)); por lo que debe emplearse siempre con bastante criterio, y tomando en cuenta las características geológicas del macizo rocoso que se está calificando. Los puntajes asociados al espaciamiento entre estructuras suponen que el macizo rocoso presenta tres sets de estructuras, por lo que si el macizo tiene menos de tres sets la evaluación resulta conservadora (si se aceptan los conceptos de Laubscher (1977), puede concluirse que al haber menos de tres sets de estructuras en el macizo rocoso el puntaje asociado al espaciamiento podría incrementarse en un 30%). El índice RMR parece funcionar bien para caracterizar macizos rocosos de las clases I a IV (RMR > 25), pero no funciona bien en macizos rocosos de muy mala calidad geotécnica (Hoek et al. (1995)).

113

ICS-II, Tarea 4


Anexo C: Método del Índice MRMR En este anexo se describe la forma de calcular el índice RMR de calidad geotécnica, desarrollado por Laubscher (1975). Aquí se presenta la versión más reciente de este método. Referencias: Jakubec, J. & Laubscher, D.H. (2000): The MRMR Rock Mass Rating Classification System in Mining Practice, Proc. MassMin 2000, Brisbane, The Australasian Institute of Mining and Metallurgy. Laubscher, D.H. (1974): Discussion on Engineering Classification of Jointed Rock Masses, by Z.T. Bieniawski, The Civil Engineer in South Africa, July, pp. 239-241. Laubscher, D.H. (1975): Class distinction in rock masses, Coal, Gold, Base Minerals S. Afr., 23. Laubscher, D.H. (1977): Geomechanics classification of jointed rock masses - mining applications, Trans. Inst. Min. Metall., 86, Section A, pp. A1-A8. Laubscher, D.H. (1984): Design aspects and effectiveness of support systems in different mining conditions, Trans. Inst. Min. Metall., 93, Section A, pp. A70-A81. Laubscher, D.H. (1990): A Geomechanics classification system for the rating of rock mass in mine design, Trans. S. Afr. Inst. Min. Metall., 90(10):279-293. Laubscher, D.H. (1993): Planning Mass Mining Operations, in COMPREHENSIVE ROCK ENGINEERING, Vol. 2: Analysis and Design Methods, edited by C. Fairhurst, Pergamon Press. Laubscher, D.H. (1994): Cave mining - the state of the art, Trans. S. Afr. Inst. Min. Metall., 94(10):257-273. Laubscher, D.H. (2000): A PRACTICAL MANUAL ON BLOCK CAVING, International Caving Study, JKMRC. Laubscher, D.H. & Jakubec, J. (2001): The MRMR Rock Mass Classification for Jointed Rock Masses, in UNDERGROUND MINING METHODS, edited by W.A. Hustrulid & R.L. Bullock, SME. Laubscher, D. & Taylor, H.W. (1976): The importance of geomechanics classification of jointed rock masses in mining operations, in EXPLORATION FOR ROCK ENGINEERING (ed. By Z.T. Bieniawski), A. A. Balkema. Definiciones: El método de clasificación de Laubscher (1975) se desarrolló como una variante del método de Bieniawski orientada a aplicaciones mineras, definiendo la calidad geotécnica del macizo rocoso in situ mediante un índice IRMR 18, que luego se modifica para definir un índice de calidad geotécnico-minera, MRMR (Mining Rock Mass Rating), como se ilustra en el esquema de Figura C.1. El índice IRMR se define como: IRMR = P ( BS ) + P ( JS ) + P ( JC ) (C.1) donde:

18

P(x)

es el puntaje asociado al parámetro x.

BS

es la resistencia en compresión uniaxial de los bloques de roca que conforman el macizo rocoso; la cual depende de la resistencia de la roca “intacta” (denominada IRS en el método de Laubscher), y la presencia de vetillas. El puntaje asociado a BS puede variar de 0 (si BS = 0 MPa) a 25 (si BS ≥ 160 MPa).

Aquí se considera la versión más reciente del método de Laubscher, que introduce el índice IRMR para evitar confusiones con el índice RMR de Bieniawski (versiones anteriores del método de Laubscher empleaban la misma denominación de Bieniawski, RMR, lo que inducía a confusión).

114

ICS-II, Tarea 4


INFORMACION GEOLOGICO-GEOTECNICA DE ENTRADA

RESISTENCIA DE LA ROCA “INTACTA”

ESPACIAMIENTO ENTRE ESTRUCTURAS

CONDICION DE LAS ESTRUCTURAS

IRS

JS

JC

AJUSTES REQUERIDOS PARA EVALUAR

VOLUMEN (0.8) PRESENCIA DE ESTRUCTURAS (0.6 a 1.0)

PRESENCIA DE ESTRUCTURAS SELLADAS (0.7 a 1.0)

IRMR RESISTENCIA DE LOS BLOQUES DE ROCA QUE CONFORMAN EL MACIZO

BS RATINGS QUE DEFINEN

RATING: 0 a 25

RATING: 0 a 35

RATING: 0 a 40

IRMR IN SITU ROCK MASS RATING (0 a 100)

IRMR AJUSTES REQUERIDOS PARA EVALUAR

MRMR

INTEMPERIZACION (0.3 a 1.0)

ORIENTACION DE LAS ESTRUCTURAS (0.63 a 1.0)

ESFUERZOS INDUCIDOS POR LA MINERIA (0.6 a 1.2)

TRONADURAS (0.8 a 1.0)

AGUAS (0.7 a 1.1)

MINING ROCK MASS RATING (0 a 100)

MRMR

Figura C.1: Diagrama de flujo que ilustra el procedimiento parra evaluar los índices IRMR y MRMR de calidad geotécnica (modificada de Laubscher & Jakubec (2001)).

JS

es el espaciamiento de las estructuras abiertas, que incluye una corrección para tomar en cuenta la presencia de uno o dos sets de estructuras selladas (e.g. vetillas) con rellenos de resistencia menor a la de la roca de caja. El puntaje asociado a JS varía de 3 (3 sets de estructuras con un espaciamiento de 0.1 m) a 35 (1 set de estructuras con un espaciamiento de 2 m).

JC

es la condición de las estructuras, definida en términos de su rugosidad a escala intermedia y menor, de la alteración de la roca de caja, y de la potencia y competencia del material de relleno (si lo hay). El puntaje asociado a JC varía de 4 (estructuras planas y pulidas, con rellenos potentes de salbanda y fuerte alteración de la roca de caja) a 40 (estructuras ondulosas en varias direcciones, bien trabadas, sin alteración de la roca de caja y con rellenos de competencia similar a la de la roca de caja).

Cálculos: (1)

El puntaje o rating asociado a la resistencia en compresión uniaxial de los bloques de roca que conforman el macizo rocoso, BS, depende de la resistencia en compresión uniaxial de la roca “intacta”, IRS, y de la presencia de vetillas. Este puntaje se calcula de la siguiente forma: (i)

Se determina un valor representativo de IRS: a) Si el macizo rocoso es homogéneo entonces se considera que IRS es igual al valor característico resultante de los ensayos de laboratorio sobre probetas de roca (o sea IRS = UCS). b) Si el macizo rocoso es heterogéneo y presenta zonas de roca más débil; entonces el valor representativo se calcula en función de las resistencias de ambos tipos de roca y los porcentajes de las mismas que conforman el macizo rocoso, utilizando el ábaco de Figura C.2.

115

ICS-II, Tarea 4


UCS M ENOR / UCS MA YOR (%) 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

100 90

Roca Débil (% Volumen Total)

80 70 60 50 40 30 20 10 0

IRS "Representativo" (% UCS Mayor) Figura C.2: Nomograma para la determinación de un valor representativo de IRS en el caso de macizos rocosos heterogéneos (Laubscher & Jakubec (2001)).

Ejemplo: El macizo rocoso presenta zonas de mayor (UCS = 150 MPa) y menor (UCS = 30 MPa) resistencia a nivel de roca intacta, y las zonas de menor resistencia corresponden al 45% del volumen del macizo rocoso. En términos relativos, la resistencia de la roca débil es igual al 20% de la resistencia de la roca más competente. Luego, desde el punto Y = 45 en el Eje Y de Figura C.2, se traza una horizontal hasta intersectar la curva de resistencia relativa igual a 20% y, desde el punto de intersección, se traza una vertical que intersecta el Eje X de Figura C.2 en 37, con lo que el valor representativo de IRS es igual al 37% de la resistencia de la roca “intacta” más competente, o sea 55 MPa. (ii)

Se define el valor de BS: a)

Si los bloques de roca que conforman el macizo rocoso NO contienen estructuras menores, entonces BS se calcula ajustando IRS por efectos de volumen únicamente: BS = 0.8 × IRS (C.2)

b)

Si los bloques de roca que conforman el macizo rocoso contienen estructuras menores, entonces BS se calcula ajustando IRS por efectos de volumen y por la presencia de estas estructuras menores:

BS = 0.8 × ABS × IRS

(C.3)

116

ICS-II, Tarea 4


1.00

Factor de Ajuste para BS

0.95 0.90 0.85 0.80 0.75 0.70 0.65 0.60 0.1

0.2

0.4

0.6 0.8

1

2

4

6

8

10

20

40

Frecuencia de Vetillas / Dureza del Relleno (m-1)

Figura C.3: Factor de ajuste para BS en función de la frecuencia de vetillas y la dureza de sus rellenos. Tabla C.1 INVERSO DE LA DUREZA DE MATERIALES DE RELLENO DE ESTRUCTURAS MENORES Materiales de Relleno

Dureza

Inverso

Talco, Molibdenita

1

1.00

Yeso, Clorita

2

0.50

Calcita, Anhidrita

3

0.33

Fluorita, Calcopirita

4

0.25

Apatita

5

0.20

La escala de dureza se emplea solo hasta el valor 5, porque valores mayores difícilmente resultarán significativos en la práctica (Laubscher & Jakubec (2001)).

donde ABS es un ajuste que considera la frecuencia de estructuras menores y el tipo de relleno de las mismas (se consideran únicamente rellenos más débiles que la roca de caja). Se calcula en base al producto de la frecuencia de fracturas, FF, por el inverso de la dureza, D (referida a la escala de Moh) de sus rellenos, utilizando la curva de Figura C.3. En Tabla C.1 se detalla la escala de dureza y sus inversos. Ejemplo: Los bloque de roca contienen en promedio 8 vetillas por metro, las cuales tienen rellenos en los que predomina el yeso. La resistencia en compresión uniaxial de la roca intacta es de 100 MPa. En este caso, el producto de la frecuencia de vetillas por el inverso del relleno es igual a 4, lo que se traduce en un coeficiente de ajuste de 0.75 (ver Figura C.3), con lo que:

BS = 0.8 × ABS × IRS = 0.8 × 0.75 × 100 = 60 MPa (iii)

Conocido BS se le asigna el puntaje o rating que le corresponde, utilizando la curva de Figura C.4.

117

ICS-II, Tarea 4


25

Puntaje o Rating para BS

20

15

10

5

0 0

20

40

60

80

100

120

140

160

Resistencia del Bloque de Roca, BS (MPa)

Figura C.4: Puntaje o rating asociado a BS (Laubscher & Jakubec (2001)).

Ejemplo: En el ejemplo anterior BS = 60 MPa, lo que se traduce en un rating de 18 puntos (ver Figura C.4). (2)

El puntaje o rating asociado al espaciamiento entre estructuras, JS, depende del número de sets estructurales, de la frecuencia de fracturas o estructuras abiertas, y de la presencia de vetillas con rellenos más débiles que la roca. Este puntaje se calcula de la siguiente forma: (i)

Se define el número de sets de estructuras que presenta el macizo rocoso.

(ii)

Se determina el espaciamiento entre estructuras, considerando solamente las estructuras abiertas (o que forman bloques).

(iii)

Con los resultados de (i) y (ii), se utiliza la Figura C.5 para determinar el puntaje o rating asociado a la presencia de estructuras abiertas (o que forman bloques), P0 (JS ).

(iv)

Para considerar el posible efecto la presencia de estructuras con rellenos más débiles que la roca, se utilizan las curvas de Figura C.6 para determinar el coeficiente de ajuste AJC, que modifica el rating determinado en (iv).

(v)

Con todo esto, el puntaje o rating asociado a JS queda dado por:

P(JS ) = AJC × P0 (JS )

(C.4)

Ejemplo: En un macizo rocoso hay 3 sets estructurales, uno de los cuales corresponde a vetillas con rellenos más débiles que la roca. El espaciamiento medio de las estructuras que forman bloques es de 0.5 m, mientras que el espaciamiento de las vetillas es de 0.4 m. El puntaje asociado al espaciamiento de las estructuras que forman bloques, P0 (JS ), es de 20 (ver Figura C.5). Para considerar el efecto del set de vetillas se debe incluir un coeficiente de ajuste igual a 0.88 (ver Figura C.6), con lo que resulta:

P(JS ) = AJC × P0 ( JS ) = 0.88 × 20 = 18

118

ICS-II, Tarea 4


Volumen del Bloque (m3) 0.001 35

0.008

0.03

0.2

0.3

0.13

0.34

1

8

27

64

125

2

3

4

5

30

Puntaje o Rating

25

20

15

SE

UN 10

D 5

T

OS

T

SE

S RE

TS

SE

TS

0 0.1

0.4

0.5 0.6

0.8

1

Espaciamiento de las Estructuras Abiertas o que Forman Bloques (m)

Figura C.5: Puntaje o rating asociado al espaciamiento de las estructuras abiertas o que forman bloques (Laubscher & Jakubec (2001)). 1.00

Factor de Ajuste, AJS

0.95

0.90

0.85

0.80

0.75

SETS DE VETILLAS UNO DOS

0.70 5

4

3

2

1

0.9

0.8

0.7

0.6

0.5

0.4 0.3 0.2 0.1

Espaciamiento entre Vetillas o Estructuras Selladas (m)

Figura C.6: Factor de ajuste AJS para modificar el puntaje o rating asociado a JS, de modo de incluir el efecto de la presencia de vetillas o estructuras selladas si las hay (modificada de Laubscher & Jakubec (2001)).

(3)

El puntaje o rating asociado a la condición de las estructuras, JC, depende de la rugosidad a escala intermedia y menor (denominadas respectivamente gran y pequeña escala por Laubscher & Jakubec (2001)), la alteración de la roca de caja, y los tipos y características de los materiales de relleno. Este puntaje se calcula de la siguiente forma:

119

ICS-II, Tarea 4


Tabla C.2 FACTORES DE AJUSTE PARA EL PUNTAJE ASOCIADO A JC Característica de la Estructura

Ajuste, AJC

A. RUGOSIDAD A ESCALA INTERMEDIA Ondulosa - Multidireccional

1.00

Ondulosa - Unidireccional

0.95

Curva

0.90

Lisa / Con pequeñas ondulaciones

0.85

B. RUGOSIDAD A ESCALA MENOR (200 mm × 2000 mm) Escalonada - Rugosa / Irregular

0.95

Escalonada - Lisa

0.90

Escalonada - Pulida

0.85

Ondulosa - Rugosa

0.80

Ondulosa - Lisa

0.75

Ondulosa - Pulida

0.70

Plana - Rugosa

0.65

Plana - Lisa

0.60

Plana - Pulida

0.55

C. ALTERACIÓN DE LA ROCA DE CAJA La roca de caja esta alterada y es más débil que el relleno

0.75

D. RELLENO DE SALBANDA Espesor del relleno < Amplitud asperezas de la caja

0.60

Espesor del relleno > Amplitud asperezas de la caja

0.30

E. ESTRUCTURAS CEMENTADAS CON RELLENO Dureza del material de relleno:

(i)

5

0.95

4

0.90

3

0.85

2

0.80

1

0.75

Si el macizo rocoso presenta un único set de estructuras se utiliza la Tabla C.2 para evaluar el ajuste AJC a aplicar. Es muy importante tener presente que no necesariamente se aplican todos los ajustes, ya que algunos se imponen a otros (por ejemplo en el caso de estructuras con rellenos potentes de salbanda arcillosa, no interesa ni la rugosidad ni la alteración de la roca de caja). El puntaje o rating asociado a JC queda entonces dado por:

P(JC ) = AJC × 40

(C.5)

Ejemplo: En un macizo rocoso hay un único set de estructuras, que son curvas, escalonadas y lisas, no presentan rellenos y sus rocas de caja no están alteradas. En este caso resulta:

P(JC ) = AJC × P0 (JC ) = (0.90 × 0.90) × 40 = 32

120

ICS-II, Tarea 4


P(JC) MENOR / P(JC)MAYOR (%) 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

100 90

Estructuras Peores (% del Total)

80 70 60 50 40 30 20 10 0

P(JC) "Representativo" (% P(JC) Mayor)

Figura C.7: Puntaje o rating asociado a BS (Laubscher & Jakubec (2001)).

(ii)

Si el macizo rocoso presenta más de un set de estructuras se califican todos los sets, y con el mejor y el peor de ellos se utiliza el ábaco de Figura C.7 para obtener un valor “representativo” del puntaje o rating correspondiente a la condición de las estructuras. Ejemplo: El macizo rocoso presenta varios sets de estructuras. El mejor de ellos tiene un JC tal que su rating es de 36, mientras que para el peor este rating es de 18. Las estructuras peores corresponden al 30% del total de estructuras. En términos relativos, el peor rating es igual al 50% del mejor. Luego, desde el punto Y = 30 en el Eje Y de Figura C.7, se traza una horizontal hasta intersectar la curva de rating relativo igual a 50% y, desde el punto de intersección, se traza una vertical que intersecta el Eje X de Figura C.7 en 69, con lo que el valor representativo del rating por condición de las estructuras es igual al 69% del mejor rating, o sea 25.

(4)

Una vez determinados los puntajes o ratings asociados al espaciamiento entre estructuras, JS, y a la condición de las estructuras, JC, es posible obtener el rating asociado a las estructuras presentes en el macizo rocoso como la suma de ambos. Si a este último se le suma el puntaje o rating asociado a la resistencia de los bloques de roca, se obtiene el puntaje o rating del macizo rocoso in situ, que define el valor del índice IRMR.

(5)

Una vez determinado el índice IRMR es preciso calcular los ajustes que correspondan a la aplicación que se quiera hacer para definir el valor del índice MRMR. Debe enfatizarse que los ajustes, tanto en su magnitud como en su tipo, dependerán de cada aplicación en particular, y para distintas aplicaciones serán distintos. Los ajustes se calculan de la siguiente forma: (i)

AJUSTE POR INTEMPERIZACIÓN: La intemperización del macizo rocoso afecta la condición de las estructuras y la resistencia de los bloques de roca. La aplicabilidad de este ajuste depende de si el macizo expuesto alcanzará a intemperizarse en el tiempo de exposición. El factor de ajuste por intemperización, AWEATHER, se define como se indica en Tabla C.3.

121

ICS-II, Tarea 4


Tabla C.3 FACTORES DE AJUSTE POR INTEMPERIZACIÓN Tiempo de Intemperización (años)

Grado de Intemperización

0.5

1

2

3

≥4

No Hay Intemperización

1.00

1.00

1.00

1.00

1.00

Intemperización Leve

0.88

0.90

0.92

0.94

0.96

Intemperización Moderada

0.82

0.84

0.86

0.88

0.90

Intemperización Intensa

0.70

0.72

0.74

0.76

0.78

Intemperización Total

0.54

0.56

0.58

0.60

0.62

Transformación en Suelo Residual

0.30

0.32

0.34

0.36

0.38

Tabla C.4 FACTORES DE AJUSTE POR ORIENTACIÓN DE LAS ESTRUCTURAS Número de Estructuras que definen el Bloque

3

4

5

(ii)

(iii)

Número de Caras del Bloque Inclinadas c/r la Vertical

0 a 15

16 a 30

31 a 40

3

0.70

0.80

0.95

2

0.80

0.90

0.95

4

0.70

0.80

0.90

3

0.75

0.80

0.95

2

0.85

0.90

0.95

5

0.70

0.75

0.80

4

0.75

0.80

0.85

3

0.80

0.85

0.90

2

0.85

0.90

0.95

1

0.90

0.95

Rating Asociado a JC

AJUSTE POR ORIENTACIÓN DE LAS ESTRUCTURAS: El efecto de la orientación de las estructuras depende del número de sets estructurales, de la orientación de estos, y de la condición de las estructuras. El factor de ajuste por efecto de la orientación de las estructuras, AJOINTS, se define como se indica en Tabla C.4. Además, de esto Laubscher & Jakubec (2001) indican que: →

En el caso de que las galerías de la mina subterránea sean intersectadas por zonas de cizalle, deberá considerarse un ajuste en función del ángulo de intersección. Si el ángulo es: 0o a 15º entonces el ajuste es 0.76 16º a 45º 0.84 46º a 75º 0.92

→

El desarrollo de galerías en la dirección del manteo es preferible que el avance en dirección opuesta. En este último caso deberá considerarse un ajuste de 0.90.

AJUSTE POR ESFUERZOS INDUCIDOS POR LA MINERÍA: Esfuerzos de magnitud importante en la dirección normal al plano de las estructuras incrementarán la resistencia del macizo rocoso y disminuirán su hundibilidad. En este caso, el factor de ajuste por este efecto, ASTRESS, será igual a 1.20.

122

ICS-II, Tarea 4


Tabla C.5 FACTORES DE AJUSTE POR TRONADURA Tipo de Tronadura

Factor de Ajuste

Excavación Mecánica, Sin Tronadura

1.00

Tronaduras Controladas (smooth-wall blasting))

0.97

Tronaduras Convencionales de Buena Calidad

0.94

Tronaduras de Mala Calidad

0.80

Tabla C.6 FACTORES DE AJUSTE POR AGUAS Condición

Factor de Ajuste

Macizo rocoso húmedo

0.95 a 0.90

Infiltraciones de 25 a 125 lt/min, con presiones de 1 a 5 MPa

0.90 a 0.80

Infiltraciones > 125 lt/min, con presiones > 5 MPa

0.70 a 0.80

Por otra parte, cuando estos esfuerzos actúan con un ángulo pequeño respecto al plano de las estructuras, los mismos facilitan el quiebre del macizo rocoso. En este caso, el factor de ajuste será igual a 0.70. El factor de ajuste por efecto de los esfuerzos inducidos por la minería puede llegar a ser tan bajo como 0.60, o tan alto como 1.20. Su evaluación requiere experiencia y mucho criterio. Probablemente la mejor forma de evaluarlo sea por comparación de la condición del macizo rocoso en sectores “normales” y en sectores donde se tienen concentraciones de esfuerzos (e.g. en la zona de abutment stress). Así, si en la condición “normal” el rating del macizo rocoso es de 60, y en la condición de altos esfuerzos es de 40, entonces el factor de ajuste es igual a la razón entre 40 y 60, o sea 0.67.

(6)

(iv)

AJUSTE POR TRONADURAS: Las tronaduras pueden inducir daños en el macizo rocoso, diminuyendo su resistencia. Para considerar este efecto, se utiliza el factor de ajuste ABLAST, el cual puede evaluarse como se indica en Tabla C.5.

(v)

AJUSTE POR AGUAS: La presencia de aguas en las estructuras del macizo rocoso puede llegar a afectar en forma importante la resistencia del macizo. Para considerar este efecto, se utiliza el factor de ajuste AWATER, el cual puede evaluarse como se indica en Tabla C.6. En sectores de permafrost, la presencia de hielo puede aumentar la resistencia del terreno; sin embargo, debido al comportamiento tipo creep del hielo, este incremento de resistencia puede disminuir con el tiempo. En este caso, se puede considerar un factor de ajuste en el rango de 1.00 a 1.20, pero el mismo debe aplicarse con criterio.

Calculados los factores de ajuste, evaluados independientemente para cada aplicación que se pretenda hacer, el índice MRMR puede calcularse como:

MRMR = IRMR × Factores de Ajuste

(C.6)

123

ICS-II, Tarea 4


Tabla C.7 EFECTO DE LA PRESENCIA DE ESTRUCTURAS MAYORES Y DEL ESTADO TENSIONAL A.

MANTEO o

0 a 20

o

o

21 a 30

6 B.

o

o

41 a 60

o

> 60

o

4

2

1

0

0a9m

10 a 15 m

16 a 21 m

22 a 27 m

> 27 m

6

4

3

1

0

CONDICIÓN DE LAS ESTRUCTURAS (DEFINIDA EN TÉRMINOS DE SU RATING)

D.

0 a 10

10 a 15

15 a 20

20 a 25

> 25

6

4

2

1

0

ORIENTACIÓN RELATIVA DE LOS ESFUERZOS Y LAS ESTRUCTURAS o

0 a 20

o

o

21 a 30

7

F.

o

31 a 40

ESPACIAMIENTO

C.

E.

o

o

o

31 a 40

9

o

o

41 a 50

6

o

o

51 a 60

3

o

o

61 a 70

2

o

> 70

1

o

0

DISTANCIA ENTRE LAS ESTRUCTURAS MAYORES Y EL LIMITE DE LA SOCAVACIÓN 0a9m

10 a 20 m

21 a 30 m

> 31 m

12

8

2

0

MAGNITUD DEL ESFUERZO PRINCIPAL MAYOR (DEFINIDA COMO % DE RMS) < 20%

20% a 39%

40% a 59%

60% a 79%

80% a 99%

> 100%

0

2

4

8

12

14

Todo lo anterior permite calcular el valor de los índices IRMR y MRMR, lo que define la calidad geotécnica de los macizos rocosos en una escala que varía desde 0 a 100, y considera 5 clases: Macizos de calidad MUY MALA (Clase 5, Color Pardo, 0 ≤ IRMR o MRMR ≤ 20). Macizos de calidad MALA (Clase 4, Color Rojo, 20 < IRMR o MRMR ≤ 40). Macizos de calidad REGULAR (Clase 3, Color Amarillo, 40 < IRMR o MRMR ≤ 60). Macizos de calidad BUENA (Clase 2, Color Verde, 60 < IRMR o MRMR ≤ 80). Macizos de calidad MUY BUENA (Clase 1, Color Azul, 80 < IRMR o MRMR ≤ 100). Para incorporar el posible efecto de eventuales estructuras mayores y del estado tensional a una escala mayor, Laubscher & Jakubec (2001) sugieren usar los valores que se reseñan en Tabla C.7 par evaluar un “rating a gran escala”. Para esto, la resistencia del macizo rocoso, RMS, se define como:

RMS =

(IRMR

− P(BS )) × (100 − P(BS )) × BS 70

(C.7)

donde IRMR es el rating del macizo rocoso in situ, P(BS) es el rating asociado a BS, y BS es la resistencia de los bloques de roca. En base a este “rating a gran escala”, LSRMR, Laubscher & Jakubec (2001) sugieren modificar el radio hidráulico requerido para el inicio del caving según una variación lineal, de +10% cuando LSRMR = 0 a -10% cuando LSRMR = 100.

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ICS-II, Tarea 4


Respecto al uso de los índices IRMR y MRMR para caracterizar geotécnicamente el macizo rocoso, es conveniente indicar lo siguiente: (a)

Las tablas para calcular los puntajes asociados a los distintos parámetros que emplea el método han cambiado varias veces desde la introducción del método en 1975. Por lo que es muy importante el indicar que versión del método se está utilizando (considerando los fuertes cambios introducidos recientemente, se recomienda utilizar la versión de Laubscher & Jakubec (2000,01)).

(b)

Si bien muchas veces los testigos seleccionados para evaluar IRS corresponden a los más competentes y no necesariamente representan la resistencia “típica” de la roca “intacta”, el método incluye un ábaco empírico para obtener un valor “representativo” si se conocen los porcentajes de roca resistente y de roca débil; sin embargo, este ábaco debe utilizarse con criterio y precaución.

(c)

La resistencia del bloque de roca, BS, incluye un ajuste para considerar la presencia de vetillas en términos de su frecuencia y la dureza de sus rellenos. Este ajuste debe hacerse con criterio y precaución, ya que en la mayoría de los casos las vetillas presentarán más de un tipo de relleno.

(d)

Al evaluar la condición de las estructuras debe considerarse el set de estructuras más desfavorablemente orientado (respecto a la fuerza perturbadora). Si no está claro cual es el set más desfavorablemente orientado debe entonces considerarse el set de estructuras que presenta la peor condición.

(e)

Se debe tener especial cuidado al aplicar los ajustes al índice IRMR para obtener el índice MRMR. De hecho, Laubscher & Jakubec (2001) señalan que: “El procedimiento de ajuste se ha descrito en trabajos anteriores, donde se indicaba que el ajuste no debía exceder dos clases, pero no dejándose claro que un ajuste puede sustituir a otro y que es poco plausible que el ajuste total sea igual a la multiplicatoria de todos los ajustes. Por ejemplo, un ajuste por mala tronadura seria aplicable en un sector de bajos esfuerzos, pero en un sector de altas concentraciones de esfuerzos el daño inducido por éstas excedería al inducido por la tronadura, y el único ajuste sería el asociado a la concentración de esfuerzos. El MRMR para una evaluación de hundibilidad no debería considerar un ajuste por tronadura, ni tampoco uno por meteorización a menos que el avance de la meteorización sea tan rápido, debido a la presencia de estructuras u otros defectos, que exceda la tasa de propagación del caving. El efecto de la orientación de las estructuras y de los esfuerzos inducidos por la minería corresponden a ajustes que tienden a complementarse entre sí. El propósito de los ajustes es que el geólogo, el ingeniero geomecánico y el ingeniero de planificación ajusten el valor de IRMR de modo tal que el MRMR refleje en forma realista la resistencia19 del macizo rocoso para la condición de minería que se considera.”

19

“Resistencia” en el sentido más amplio de la palabra, por lo que quizás convendría decir “comportamiento”.

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3 Guia Caracterizacion Geotecnica

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