Curso Geomecánica Básica

CURSO GEOMECÁNICA APLICADA en MINERÍA A CIELO ABIERTO Preparado por: Ricardo Sepúlveda S. Ingeniero Consultor Senior Gerente de Ingeniería A. Karzulovic & Asoc. Ltda.

Curso Geomecánica Aplicada en Minería a Cielo Abierto

A. Karzulovic & Asoc. Ltda.

1

TIPOS DE MATERIAL & MODELOS GEOMECÁNICOS



2

R(q)

q

Rq   Ro

 q

MATERIAL ISÓTROPO Curso Geomecánica Aplicada en Minería a Cielo Abierto


3

R1 R(q)

q

R2

R2  Rq   R1

 q

MATERIAL ANISÓTROPO Curso Geomecánica Aplicada en Minería a Cielo Abierto


4

R(q)

q

R2

R1

R2  Rq   R1

 q

MATERIAL DIRECCIONAL Curso Geomecánica Aplicada en Minería a Cielo Abierto


5

MATERIAL HOMOGÉNEO Curso Geomecánica Aplicada en Minería a Cielo Abierto


6

MATERIAL HETEROGÉNEO Curso Geomecánica Aplicada en Minería a Cielo Abierto


7

MATERIAL CONTINUO Curso Geomecánica Aplicada en Minería a Cielo Abierto


8

MATERIAL DISCONTINUO Curso Geomecánica Aplicada en Minería a Cielo Abierto


9

6”

1.5 m

MATERIAL REAL Curso Geomecánica Aplicada en Minería a Cielo Abierto

A. Karzulovic & Asoc. Ltda. 10

Carga

Carga

Carga

ELASTO-PLASTICO

ELASTICO

Deformación

Deformación

Carga

Carga

Deformación

RIGIDO-PLASTICO

Deformación

Deformación

COMPORTAMIENTO CARGA-DEFORMACIÓN-RESISTENCIA Curso Geomecánica Aplicada en Minería a Cielo Abierto


DIscontinuo ANISOTROPO NO ELASTICO

CALIZAS PLEGADAS MINA A RAJO ABIERTO EN LATINOAMERICA (1999) Ejemplo 02



CONCEPTOS DE MACIZO ROCOSO & EFECTOS DE ESCALA



MACIZO ROCOSO

ROCA CON VARIAS ESTRUCTURAS

ROCA CON UNA ÚNICA ESTRUCTURA

ROCA “INTACTA”

A. Pinto (1993) SCALE EFFECTS IN ROCK MASSES 93 A. A. Balkema



VOLUMEN DE TESTIGOS CILÍNDRICOS DE ROCA ENSAYADOS EN LABORATORIO Diámetro

Altura

Volumen

38 mm 50 mm 75 mm 100 mm 150 mm

76 mm 100 mm 150 mm 200 mm 300 mm

8.610-5 m3 2.010-4 m3 6.610-4 m3 1.610-3 m3 5.310-3 m3



Testigos de roca de gran diámetro, obtenidos mediante tronadura con precorte (shot core drilling), a la izquierda, y mediante perforación de gran diámetro (calyx drilling), a la derecha. Jumikis, A. (1983) ROCK MECHANICS Trans tech Publications



VOLUMEN DE TESTIGOS CILÍNDRICOS DE ROCA DE GRAN TAMAÑO Diámetro

Altura

Volumen

0.5 m 1.0 m 1.5 m 1.8 m

1.0 m 2.0 m 3.0 m (?) 3.6 m (?)

0.2 m3 1.6 m3 5.3 m3 9.2 m3



Pilar de carbón después de fallar por efecto de un ensayo de compresión uniaxial in situ.

Bieniawski, Z. & Van Heerrden (1975) The significance of in situ tests on large rock specimens Int. J. Rock Mech. Min. Sci. & Geomech. Abstrt.



Vol w/h UCS E N E/UCS

ESFUERZO AXIAL (MPa)

20

15

= = = = = =

1.0 m3 2.8 20.6 MPa 3.6 GPa 0.7 GPa 175

10

5

0 0.00

0.01

0.02

0.03

0.04

0.05

0.06

DEFORMACIÓN AXIAL UNITARIA Curva completa carga-deformación resultante de un ensayo de compresión uniaxial in situ, sobre un pilar de carbón de sección cuadrada (1.4 m x 1.4 m). Bieniawski & van Heerden (1975)



Ensayo triaxial in situ de un bloque de basalto de gran tamaño (Basalt Nuclear Waste Isolation Project, Hanford, USA).

Bieniawsky, Z. (1987) STRATA CONTROL IN MINERAL ENGINEERING J. Wiley & Sons



VOLUMEN DE ROCA ASOCIADO A ENSAYOS IN SITU Tipo de Ensayo In Situ

Volumen

Presiometro/Dilatómetro

1100 m3

Corte Directo

1101 m3

Carga con Gatas (Jacking)

3101 m3

Placa de Carga

1102 m3

Carga con Cable (C. Jacking)

3102 m3

Presión en Túneles

5102 m3



QUE VOLUMEN DE ROCA ESTA ASOCIADO AL PROBLEMA QUE ESTUDIAMOS ? QUE MODELO DE MACIZO ROCOSO CONSIDERAMOS VALIDO ? QUE PROPIEDAD GEOMECÁNICA DEL MACIZO NOS INTERESA ? ES PRECISO PROVOCAR LA RUPTURA DEL VOLUMEN ENSAYADO ? QUE VOLUMEN DE ROCA DEBERÍAMOS ENSAYAR ?

QUE VOLUMEN DE ROCA PODEMOS ENSAYAR ? COMO PODEMOS “ESCALAR” LOS RESULTADOS PARA OBTENER VALORES APROPIADOS PARA EL VOLUMEN QUE NOS INTERESA ?



VOLUMEN DE ROCA ASOCIADO A PROBLEMAS DE MINERÍA A RAJO ABIERTO

Problema

Volumen

Estabilidad Banco-Berma

51003 a 51004 m3

Estabilidad Taludes Interrampa

51005 a 51006 m3

Estabilidad Talud Global

51007 a 51008 m3

Mina Chuquicamata (2001)

11010 m3

(2021)

31010 m3



5 30 m

7 150 m 50 m

4 8m

100 m

15 m



Al definir un volumen de macizo rocoso, implícitamente estamos también definiendo el tamaño de los “trozos de roca” y de las estructuras que conforman este volumen a estudiar.



ESTRUCTURAS MAYORES DELIMITAN MOLDE DEJADO POR LA CAIDA DE UN BLOQUE, MINA SUBTERRÁNEA, CHILE

ZONA DE CIZALLE, EN METASEDIMENTOS, MINA A RAJO ABIERTO, CHILE

FALLA REGIONAL, MINA A RAJO ABIERTO, CHILE

P > 104 m

102 m < P < 103 m VETILLAS SELLADAS EN ANDESITA PRIMARIA, MINA SUBTERRÁNEA, CHILE

103 < P < 104 m

ESTRUCTURA MAYOR QUE DELIMITA EL DAÑO EN CALLE UCL, MINA SUBTERRÁNEA, CHILE ESTRUCTURAS MAYORES, CRATER DE SUBSIDENCIA, MINA SUBTERRANEA, CHILE

10-1 m < P < 100 m

101 m < P < 102 m

102 m < P < 103 m

FALLA GEOLOGICA, MINA SUBTERANEA, CHILE

ESTRUCTURA MAYOR QUE DEFINE UN PLANO DE DESLIZAMIENTO, MINA A RAJO ABIERTO, II REGION, CHILE

103 m < P < 104 m

ESTRUCTURAS DELIMITAN MOLDE DEJADO POR LA CAIDA DE UN BLOQUE, MINA SUBTERRANEA, CANADA

101 m < P < 102 m

100 m < P < 101 m

FALLAS GEOLOGICAS FALLAS REGIONALES

104

ESTRUCTURAS ESTRUCTURAS MAYORES

DISCONTINUIDADES MENORES

103 102 101 100 PERSISTENCIA DE LA ESTRUCTURA GEOLOGICA, P ( m )


10-1


DISCONTINUIDADES DE DISTINTA ESCALA Orden

L (m)

s (m)

t (m)

f (grados)

1er 25°

> 104

> 103

> 102

15° a

2o 25°

103 a 104

102 a 103

101 a 102

20° a

3er 35°

102 a 103

101 a 102

100 a 101

25° a

4o 40°

101 a 102

100 a 101

-------

30° a

5o Pusch, R. (1995) 45°

100 a 101

10-1 a 100

-------

35° a

10-2 a 10-1

-------

40° a

ROCK MECHANICS ON A GEOLOGICAL BASE Elsevier o -1 0

6 55°

10 a 10

Curso Geomecánica Aplicada en Minería a Cielo Abierto o -1 -2

7

< 10

< 10


-------

-------

MODELO DE MACIZO ROCOSO: Conjunto de bloques de roca, cuya geometría queda definida por las estructuras presentes en el sector estudiado y que, para un estado tensional dado, pueden presentar distintos grados de trabazón, desde sueltos o mal trabados a muy trabados y apretados. Al aumentar el número de bloques por unidad de volumen aumenta la blocosidad del macizo, mientras que al disminuir el número de bloques el macizo se hace más masivo.



Modelo de Macizo Rocoso

BLOQUES

20 m

(ESCALA 4)

CALLE

ESTRUCTURA DE PRIMER ORDEN



PROBETA DE ROCA INTACTA

MACIZO ROCOSO A ESCALA “ 0” ( 10-1 m3 < Vol < 100 m3 )

AUMENTA EL EFECTO DE ESCALA

MACIZO ROCOSO A ESCALA “ 1” ( 100 m3 < Vol < 101 m3 ) MACIZO ROCOSO A ESCALA “ 2” ( 101 m3 < Vol < 102 m3 )



Modos de Ruptura de este Modelo de Macizo Rocoso:

AUMENTA EL GRADO DE FRACTURAMIENTO DISMINUYE EL INDICE RQD DISMINUYE LA CALIDAD GEOTECNICA

CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURAL (típico de macizos competentes)

SIN NINGÚN CONTROL ESTRUCTURAL (típico de macizos muy poco competentes) Curso Geomecánica Aplicada en Minería a Cielo Abierto


PROPIEDADES GEOMECÁNICAS DE LA ROCA INTACTA



PROPIEDADES DE LA ROCA INTACTA: Porosidad, n (%) Propiedades

Peso Unitario, g (ton/m3) o (kN/m3)

Indice

Relaciones de Fase Degradabilidad Tracción, TS o sci (MPa) Resistencia

Compresión Uniaxial, UCS o sci (MPa) Compresión Triaxial, c (MPa) y f (grados)

Propiedades

Deformabilidad

Velocidad Prop. Ondas, VP y VS (m/s) Módulos Elásticos, E (GPa) y n

de Ingeniería

Conductividad Hidráulica Otras Propiedades



(a)

(b)

EJEMPLO DE RUPTURA CON CONTROL ESTRUCTURAL QUE IMPIDE CONSIDERAR EL RESULTADO OBTENIDO COMO VALIDO O REPRESENTATIVO DE LA RESISTENCIA DE LA ROCA “INTACTA”.



RESISTENCIA UNIAXIAL DE UN TESTIGO DE DIAMETRO 50 mm

RESISTENCIA UNIAXIAL DEL TESTIGO

1.5 Mármol

1.4

Caliza Granito Basalto

Lava Basaltica-Andesítica

1.3

Gabro Norita

 UCS d   UCS 50

  50       d  

0.2

Diorita cuarcífera

s

1.2

1.1

1.0

0.9

0.8

0.7 0

50

100 200 150 250 DIAMETRO DEL TESTIGO (mm)


300


RESISTENCIA EN COMPRESIÓN TRIAXIAL Hoek & Brown (1980)

Method to estimate the strength of rock masses

Hoek (1983)

Modified the method

Hoek & Brown (1988)

Updated the method

Hoek et al. (1992)

Modified the method to be applied to very poor quality rock

Hoek et al. (1995-1998)

Developed the GSI index

This paper presents the Hoek-Brown criterion in a form that has been found practical for surface mines, where rock mass properties are particularly sensitive to stress relief and blast damage. Curso Geomecánica Aplicada en Minería a Cielo Abierto


Table 1: FIELD ESTIMATES OF UNIAXIAL COMPRESSIVE STRENGTH

Grade



Term

s ci (MPa)

Point Load Index (MPa)

R6

Extremely Strong

> 250

> 10

R5

Very Strong

100 - 250

4 - 10

R4

Strong

50 - 100

R3

Medium Strong

R2

Field Estimate of Strength

Examples

Specimen can only be chipped with a geological hammer.

Fresh basalt, chert, diabase, gneiss, granite, quartzite

Specimen requires many blows of a geological hammer to fracture it

Amphibolite, sandstone, basalt, gabbro, gneiss, granodiorite, peridotite , rhyolite, tuff

2 - 4

Specimen requires more than one blow of a geological hammer to fracture it

Limestone, marble, sandstone, schist

25 - 50

1 - 2

Cannot be scraped or peeled with a pocket knife, specimen can be fractured with a single blow from a geological hammer

Concete, phyllite, schist, siltstone

Weak

5 - 25



Can be peeled with a pocket knife with difficulty, shallow indentation made by firm blow with point of a geological hammer

Chalk, claystone, potash, marl, siltstone, shale, rocksalt

R1

Very Weak

1 - 5



Crumbles under firm blows with point of a geological hammer, can be peeled by a pocket knife

Highly weathered or altered rock, shale

R0

Extremely Weak

0.25 - 1



Indented by thumbnail

Stiff fault gouge



Grade according to Brown (1981)



Point load tests on rocks with a uniaxial compressive strength below 25 MPa are likely to yield highly ambiguous results.



Table 2: VALUES OF THE CONSTANT mi FOR INTACT ROCK NOTE THAT VALUES IN PARENTHESIS ARE ESTIMATES

METAMORPHIC

SEDIMENTARY

Rock Type

Texture Class

Group Coarse

Clastic Carbonates Non-Clastic

Medium

Conglomerates (21 ± 3) Breccias (19 ± 5)

Sandstones 17 ± 4

Crystalline Limestones (12 ± 3)

Sparitic Limestones (10 ± 2)

Evaporites

Gypsum 8 ± 2

Claystones 4 ± 2 Shales (6 ± 2) Marls (7 ± 2)

Micritic Limestones (9 ± 2)

Marble 9 ± 3

Slightly Foliated

Migmatite (29 ± 3)

Foliated *

Dolomites (9 ± 3)

Anhydrite 12 ± 2 Chalk 7 ± 2

Non Foliated

Hornfels (19 ± 4) Metasandstone (19 ± 3)

Quartzites 20 ± 3

Amphibolites 26 ± 6

Gneiss 28 ± 5

Plutonic

Schists 12 ± 3

Phyllites (7 ± 3)

Slates 7 ± 4

Granite 32 ± 3 Diorite 25 ± 5 Granodiorite (29 ± 3) Gabbro 27 ± 3

Dark

IGNEOUS

Siltstones 7 ± 2 Greywackes (18 ± 3)

Very Fine

Organic

Light

Dolerite (16 ± 5) Norite 20 ± 5

Hypabyssal

Porphyries (20 ± 5)

Pyroclastic

Diabase (15 ± 5) Rhyolite (25 ± 5) Andesite 25 ± 5

Lava Volcanic

*

Fine

Agglomerate (19 ± 3)

Breccia (19 ± 5)

Dacite (25 ± 3) Basalt (25 ± 5)

Peridotite (25 ± 5) Obsidian (19 ± 3)

Tuff (13 ± 5)

For specimens tested normal to bedding or foliation. The value of mi will be significantly different if failure occurs along a weakness plane.



35

30

25 ALTERACION SERICITICA ALTERACIÓN SERICÍTICA ALTERACION POTASICA ALTERACIÓN POTÁSICA

mi

20

15

10 ALTERACION SERICITICA ALTERACIÓN SERICÍTICA INTENSA INTENSA

5

ALTERACION CLORITICA ALTERACIÓN CLORÍTICA

0 0

10

20

30

sci

40

50

60

70

80

90

(MPa)



Percentage uniaxial compressive strength

100 Porphyry Andesite Quartz-monzonite porhpyry Andesite

80

60

40

20

0 Light

Moderate

Intense

Very Intense

Quartz -sericite alteration



USO DEL PROGRAMA ROCDATA Ejemplo 03



DETERMINACION DE LOS MODULOS ELASTICOS. Lambe & Whitman (1969)



RELACIONES ENTRE LOS MODULOS ELASTICOS. Hunt (1984)



MODULOS “DINAMICOS” Hunt (1984)



Goodman (1989)

Lambe & Whitman (1969)



Calculo de las Propiedades de la Roca Intacta: (1) Realizar ensayos de compresiónm uniaxial (5 a 10) para determinar UCS y los módulos elásticos E y n. (2) Realizar ensayos triaxiales para un mínimo de 5 presiones de confinamiento, y de modo que se alcance ewl 40% al 50% de UCS. Se recomienda repetir a lo menos una vez cada ensayo (o sea 2 ensayos x cada presión de confinamiento). (3) Utilizar estos resultados para determinar los parámetros del criterio de Hoek-Bown. Se recomienda emplear el software ROCDATA y usar el método simplex. Deberá verificarse que los resultados son razonables (e.g. mi < 36).

Ejemplo Práctico 03.1






ESTRUCTURAS Y SUS PROPIEDADES



PARAMETROS GEOMETRICOS MANTEO DIRECCION DE MANTEO TRAZA O EXTENSIÓN ESPACIAMIENTO GAP



Máquina de corte directo fija en laboratorio (tomada de Franklin & Dusseault (1989)).

Ensayo de corte directo in situ sobre planos de estratificación, en un talud de reservorio en Grecia (tomada de Franklin & Dusseault 1989)).

Máquina de corte directo portátil (tipo Hoek, tomada de Franklin & Dusseault (1989)).

Esquema del montaje típico de un ensayo de corte directo in situ (tomada de Franklin & Dusseault (1989)).



Montaje para la ejecución de ensayos de corte directo sobre estructuras con un área expuesta de unos 400 cm2.



Estructura antes del ensayo.

Estructura después del ensayo.



RESISTENCIA 

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

SI ST

EN CI

A

PE

AK



CONDICION PEAK

RE

CONDICION RESIDUAL

u

cpeak

fpeak

RE S

IS

CI T EN

A R

DU E SI

AL

fres cres


sn A. Karzulovic & Asoc. Ltda. 53

55

ANGULO DE FRICCION (grados)

50

LA SALBANDA ARCILLOSA SE HACE MUY IMPORTANTE

45

40

35

30

25

20

15 0.1

1

10

100

1000

10000

100000

EXTENSION DE LA DISCONTINUIDAD, L (m)

Efecto de escala en el valor peak del ángulo de fricción de estructuras de distinta extensión, conforme con lo valores reseñados por Pusch (1997).



PROPIEDADES “TIPICAS” Joints

c = 75 a 150 kPa

f = 30o a 35°

Joints en Roca Argilizada

c = 25 a 100 kPa

f = 22o a 30°

Fallas con Salbanda Arcillosa

c = 0 a 50 kPa

f = 18o a 25°

Zonas de Falla con Salbanda y Roca Brechizada

c = 25 a 75 kPa

f = 20o a 30°



Interpretación Práctica de la Información Geológica: (1) Obtener la definición de dominios estructurales y el patrón característico de cada dominio: Sets, Orientación, Trazas, Espaciamientos, Rellenos, Competencia. (2) Obtener mapa de estructuras mayores. (3) Obtener características de infiltración de aguas subterráneas.




Ejemplo Práctico 04.2: RAJO SUR SUR de DIVISION ANDINA (cortesía Suptcia. Geología Mina)



Modos de Falla con Control Estructural (Hoek & Bray (1981)) Ejemplo Práctico 04.3: RAJO SUR SUR de DIVISION ANDINA (cortesía Suptcia. Geología Mina)



MACIZOS ROCOSOS Y SU CARACTERIZACIÓN



EL PROBLEMA ES DEFINIR UNA CALIFICACION DE LA COMPETENCIA DEL MACIZO ROCOSO QUE PERMITA EL ESCALAMIENTO: Prop. Macizo Rocoso = Fact. Escala  Prop. R. I.

Factor de Escala

RQD FF RMR (Bieniawski) RMR (Laubscher) Q GSI



Modo de Cálculo del RQD (Deere (1989)) Ejemplo Práctico 05.1



Indice RMR Bieniawski (1989)



Indice RMR Laubscher (1996)



GEOLOGICAL STRENGTH INDEX The strength of a jointed rock mass depends on the properties of the intact rock pieces and also upon the freedom of these pieces to slide and rotate under different stress conditions. This freedom is controlled by the geometrical shape of the intact rock pieces as well as the condition of the surfaces separating the pieces. Angular rock pieces with clean, rough discontinuity surfaces will result in a much stronger rock mass than one which contains rounded particles surrounded by weathered and altered material. The Geological Strength Index (GSI), introduced by Hoek (1994) and Hoek et al. (1995) provides a system for estimating the reduction in rock mass strength for different geological conditions.

This system is presented in Table 3, for blocky rock masses, and Table 4 for schistose metamorphic rocks.



Table 3: Characterisation of a blocky rock masses on the basis of particle interlocking and discontinuity condition. After Hoek, Marinos and Benissi (1998).



Table 4: Characterisation of a schistose metamorphic rock masses on the basis of foliation and discontinuity condition. (After M. Truzman, 1999).



AL CALIFICAR LA COMPETENCIA DEL MACIZO ROCOSO ES PRECISO CONSIDERAR UN RANGO DE VALORES, YA QUE DIFICILMENTE ESTA CORRESPONDERA A UN SOLO VALOR.



CALIFICACION GEOMECANICA DE MACIZOS ROCOSOS: - Roca granítica relativamente competente - Presenta una resistencia en compresión uniaxial de 80 a 120 MPa. - El índice RQD se ubica en el rango de 50% a 75%. - Presenta de 4 a 8 fract./m, las que se observan planas o poco ondulosas (escala métrica), y de poca rugosidad (escala centimétrica). - Los sistemas estructurales definen bloques de roca con un tamaño típico del orden de 0.5 m, mayoritariamente con forma cúbica. - El macizo rocoso se encuentre seco.




GENERALIZED HOEK-BROWN CRITERION

  s s  s  s ci  mb  s  s ci   ' 1

s 1' , s 3' mb

a

,

s

s ci

' 3

' 3

a

(1)

are the maximum and minimum efective stresses at failure is the value of the Hoek-Brown parameter m for the rock mass are constants which depend upon the rock mass characteristics is the uniaxial compressive strength of the intact rock pieces



Eq. (1) can be used to generate a series of “triaxial test” values, simulating full-scale field tests, and a curve fitting process can be used to derive an equivalent Mohr envelope given by:

 s  s tm     As ci   s ci  ' n

A

B

,

s

' n

s tm

B

(2)

are material constants

is the normal effective stress

is the tensile strength of the rock mass



In order to use the Hoek-Brown criterion for estimating the strength of jointed rock masses, three “properties” of the rock mass have to be estimated:

s ci

(1)

The uniaxial compressive strength pieces

(2)

The value of the Hoek-Brown constant rock pieces

(3)

The value of the Geological Strength Index rock mass


of the intact rock

mi

for these intact

GSI for the


The Hoek-Brown failure criterion, which assumes isotropic rock and rock mass behaviour, should only be applied to those rock masses in which there are a sufficient number of closely spaced discontinuities, with similar surface characteristics, that isotropic behaviour involving failure on multiple discontinuities can be assumed. When the structure being analysed is large and the block size small in comparison, the rock mass can be treated as a Hoek-Brown material. Where the block size is of the same order as that of the structure being analysed or when one of the discontinuity sets is significantly weaker than the others, the Hoek-Brown criterion should not be used.

In these cases, the stability of the structure should be analysed by considering failure mechanisms involving the sliding or rotation of blocks and wedges defined by intersecting structural features. Figure 2 summarises these statements in a graphical form.



Intact Rock Specimens USE EQ. 3

One Joint Set DO NOT USE HB CRITERION

Two Joint Sets DO NOT USE HB CRITERION

Many Joints USE EQ. 1 WITH CAUTION

Heavily Jointed Rock Mass USE EQ. 1

Figure 2:

Idealised diagram showing the transition from intact to a heavily jointed rock mass with increasing sample size.



Once the Geological Strength Index has been estimated, the parameters that describe the rock mass strength characteristics, are calculated as follows:

mb

 GSI  100   mi exp   14 a 28 

 GSI  100  s  0 o exp   6 a 9 

GSI a  0.5 o 0.65  200



For better quality rock masses (GSI > 25), the value of GSI can be estimated directly from the 1976 version of Bieniawski’s RMR, with the groundwater rating set to 10 (dry) and the adjustment for joint orientation set to 0 (very favourable). If the 1989 version of Bieniawski’s classification is used, then GSI = RMR89’ - 5 where RMR89’ has the groundwater rating set to 15 and the adjustment for joint orientation set to zero.

For very poor quality rock masses the value of RMR is very difficult to estimate and the balance between the ratings no longer gives a reliable basis for estimating rock mass strength. Consequently, Bieniawski’s RMR classification should not be used for estimating the GSI values for poor quality rock masses (RMR < 25) and the GSI charts should be used directly.



DEFORMATION MODULUS Serafim and Pereira (1983) proposed a relationship between the in situ modulus of deformation and Bieniawski’s RMR. This relationship is based upon back analysis of dam foundation deformations and it has been found to work well for better quality rocks. However, for many of the poor quality rocks it appears to predict deformation modulus values that are too high. Based upon practical observations and back analysis of excavation behaviour in poor quality rock masses, the following modification to Serafim and Pereira’s equation is proposed for:

Em 

s ci 100

10

 GSI  10    40  


(12)


sci = 100 MPa

180

Deformation modulus E - GPa

160 140

sci = 50 MPa 120

sci = 30MPa

100 80

sci = 15 MPa 60

sci = 10 MPa

40

sci = 5 MPa

20

sci = 1MPa

0 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

Geological Strength Index GSI Figure 5:

Deformation modulus versus Geological Strength Index GSI.



Note that GSI has been substituted for RMR in this equation and that the modulus Em is reduced progressively as the value of falls below 100.

This reduction is based upon the reasoning that the deformation of better quality rock masses is controlled by the discontinuities while, for poorer quality rock masses, the deformation of the intact rock pieces contributes to the overall deformation process. Based upon measured deformations, eq. 12 appears to work reasonably well in those cases where it has been applied. However, as more field evidence is gathered it may be necessary to modify this relationship.



MODULO DE DEFORMABILIDAD: E = bESEISMIC

(Deere et al. (1967)).

E = 2RMR - 100

(RMR > 50, Bieniawski (1978)

E = 10((RMR – 10)/40)

(Serafim & Pereira (1983))

EMIN

= 10log(Q)

EMEAN = 25log(Q) EMAX

(Barton (1983))

= 40log(Q)



100

Rock mass strength sci - MPa

Excavation method Dig Rip Blast 10

1

0.1 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

Geological Strength Index GSI Figure 6:

Plot of rock mass strength versus GSI for different excavation methods, after Abdullatif and Cruden (1983).



EN LA PRACTICA SE ESTA UTILIZANDO CADA VEZ MAS EL METODO DE HOEK & BROWN, CON LAS CONSIDERACIONES SIGUIENTES: SE DETERMINAN LOS PARAMETROS mi Y sci EN BASE A UNA CUIDADOSA INTERPRETACION DE LOS RESULTADOS DE ENSAYOS TRIAXIALES SOBRE TESTIGOS DE ROCA “INTACTA” (USUALMENTE UTILIZANDO ROCKDATA).

SE DETERMINA EL RANGO DE VALORES PROBABLES PARA EL INDICE GSI (USUALMENTE 15 A 20 PUNTOS). SE DETERMINA EL RANGO DE PRESIONES DE CONFINAMIENTO Y SI SE TRATA DE UN MACIZO BIEN TRABADO O NO. SE ESTIMA LA INCERTEZA ASOCIADA A CADA PARAMETRO Y SU POSIBLE FUNCION DE DISTRIBUCION. SE EVALUAN LAS PROPIEDADES DEL MACIZO ROCOSO UTI-LIZANDO LA METODOLOGIA PROPUESTA POR HOEK (1998,99).



PROBLEMAS : EL METODO NO SIEMPRE ES APLICABLE. SE DEFINE UNA RESISTENCIA ISOTROPICA.

PARA MACIZOS MASIVOS Y COMPETENTES EL METODO DEBE APLICARSE EN FORMA “FLEXIBLE”. PARA MACIZOS DE MALA CALIDAD GEOTECNICA, POBREMENTE TRABADOS Y POCO CONFINADOS EL METODO PUEDE SOBREVALUAR LA RESISTENCIA. EN EL CASO DE ROCAS ESQUISTOSAS O FOLIADAS EL METODO DEBE APLICARSE MUY CUIDADOSAMENTE.



ZONIFICACIÓN GEOTECNICA



BLOCKY ROCK MASS + FAIR TO GOOD JOINT CONDITION BLOCKY ROCK MASS + FOOR JOINT CONDITION VERY BLOCKY ROCK MASS + GOOD JOINT CONDITION VERY BLOCKY ROCK MASS + FAIR TO POOR JOINT CONDITION BLOCKY AND SEAMY ROCK MASS + FAIR TO GOOD JOINT CONDITION BLOCKY AND SEAMY ROCK MASS + POOR TO VERY POOR JOINT CONDITION CRUSHED ROCKS MASS + FAIR JOINT CONDITION CRUSHED ROCKS MASS + POOR TO VERY POOR JOINT CONDITION

Ejemplo Práctico 07.1: ZONIFICACIÓN GEOTECNICA DE MINA CHUQUICAMATA EN TERMINOS DEL INDICE GSI

(cortesía Suptcia. Ingeniería Geotécnica)



Ejemplo Práctico 07.2: ZONIFICACIÓN GEOTECNICA RAJO SUR SUR de DIVISION ANDINA EN TERMINOS DEL INDICE GSI (cortesía Suptcia. Geología Mina)



Ejemplo Práctico 07.3: ZONIFICACION GEOTECNICA DEL II PANEL DE LA MINA RIO BLANCO EN TERMINOS DEL INDICE RMR (cortesía Suptcia. Geología Mina, División Andina)



Ejemplo Práctico 07.4: ZONIFICACION GEOTECNICA DEL SECTOR DON LUIS EN TERMINOS DEL INDICE RMR (cortesía Suptcia. Geología Mina, División Andina)



GEOMECÁNICA APLICADA EN MINERÍA A RAJO ABIERTO



Mina Chuquicamata, CHILE Año 2000



Mina Zaldivar, CHILE Año 1999



Mina Sur Sur CHILE Año 1995



18

h 2 b tan 

W :O 

16

NEGOCIO MINERO

= b/h

IMPACTO DE LA INCLINACIÓN DE

5 0,0

14

LOS TALUDES,



LASTRE:MINERAL,

, EN LA RAZÓN

sr

10

8

sr

0,1

6



0 0,1

Stripping Ratio

12

5

0, 4

20

WASTE ROCK

2

h

C L

 ORE

0 30

40

50

60

Slope Inclination,



70

80

90

b

(degrees)



RESTRICCIONES GEOMECÁNICAS

h superficie de falla

x

Si el talud es demasiado alto fallará, por lo que para un  dado hay un valor máximo permisible para h

 Si el talud es demasiado empinado fallará, por lo que para un h dado hay un valor máximo permisible para 



4.0

 = 60°

h = 100 m

3.5

3.5

3.0

3.0

Resistencia al corte / Esfuerzo de corte

Resistencia al corte / Esfuerzo de corte

4.0

2.5

2.0

ESTABLE

1.5

2.5

2.0

ESTABLE

1.5

1.0

1.0

0.5

0.5

INESTABLE

INESTABLE 0.0

0.0 0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

35

40

Altura del Talud, h (m)


45

50

55

60

65

Inclinación del Talud,



70

75

80

85

90

(grados)


Parámetros que definen la geometría de un talud minero

ANCHO DE RAMPA

br ANGULO INTERRAMPA

ANCHO DE BERMA

r

b ALTURA GLOBAL (OVERALL)

ho

ALTURA DE BANCO

hb

ANGULO GLOBAL (OVERALL ANGLE) ANGULO INTERRAMPA

ALTURA INTERRAMPA

hr

o

r

ANGULO CARA DE BANCO

b



0.8

0.9

1.0

2.0 1.6 1.4 1.3 1.2 1.1

FS = 350

16

Taludes Estables Taludes Inestables

14

Numero de Observaciones

300

h (metros)

250

12

10

8

6

4

2

200

0

Altura del Talud,

0.6

0.8

1.0

1.2

1.4

1.6

1.8

2.0

2.2

2.4

Factor de Seguridad

150

Resultados del análisis retrospectivo de taludes estables e inestables en pórfido cuprífero, Rajo Atalaya, Rio Tinto, España, sugieren que FS ≥ 1,30 parece razonable.

100

50

Hoek (1969) 0 30

40

50

60

Inclinación del Talud,



70

80

90

(grados)





Criterios de Aceptabilidad Desde el punto de vista del negocio minero, resulta necesario definir criterios de aceptabilidad para el diseño geotécnico de los taludes de una mina a rajo abierto. En otras palabras, es preciso especificar que resulta aceptable en lo que se refiere a la eventual ocurrencia de inestabilidades y, por otra parte, que es inaceptable. Comúnmente, estos criterios de aceptabilidad se definen en términos de valores mínimos o máximos permisibles para uno o más de los siguientes parámetros: Factor de seguridad, FS. Probabilidad de falla, PF.

Desplazamiento acumulado del talud, D. Tasa de desplazamiento del talud, V. Consecuencias de una eventual inestabilidad, expresadas en términos del tonelaje involucrado, W y/o de la altura de talud comprometida, h c y/o del número de rampas afectadas, nr.



Una revisión de la literatura técnica, permite concluir que: Los criterios de aceptabilidad son más estrictos en el caso de taludes de obras civiles que en el caso de taludes mineros. En el caso de los taludes de obras civiles, generalmente el mínimo aceptable para FS varía entre 1,3 y 1,5, predominando este último valor. Por otra parte, en el caso de taludes mineros, el mínimo aceptable para FS varía entre 1,2 y 1,5, predominando el valor 1,3.

En el caso de los taludes de obras civiles, los máximos permisibles para PF varían entre 0,5% y 20%; mientras que en el caso de los taludes mineros, este rango es de 5% a 30%. Generalmente los valores máximos permisibles dependen de las posibles consecuencias de una eventual inestabilidad; aceptándose diseños menos conservadores cuando las consecuencias de una eventual falla son de poca importancia. Muchas veces los valores máximos permisibles dependen de si se cuenta o no con un programa de instrumentación y control; aceptándose diseños menos conservadores en la medida que se cuente con este programa (y el mismo sea adecuado al tamaño del talud, posible(s) tipo(s) de inestabilidad(es), y potenciales consecuencias de una eventual falla). Curso Geomecánica Aplicada en Minería a Cielo Abierto


La evaluación de las consecuencias probables de una eventual inestabilidad debe considerar el tamaño de los equipos que operan la mina. Resultan permisibles inestabilidades relativamente poco importantes, si es que los tonelajes involucrados son tales que su remoción no requiere el uso de equipos por más de una semana, ni tampoco afecte el cumplimiento del plan de producción. Ejemplo Práctico: Proyecto Rosario, Iquique, CHILE (Cortesía Grupo Ingeniería Geotécnica Compañía Minera Doña Inés de Collahuasi S. C. M.)

Tomando en cuenta que: La ocurrencia de inestabilidades a nivel de banco, en la práctica, es inevitable. Conforme con esto, el criterio de aceptabilidad para el sistema banco-berma no debe definirse en términos del factor de seguridad, sino que en función de una probabilidad de falla máxima permisible, considerando en la definición del ancho de berma la distribución de los volúmenes de estas inestabilidades menores, de modo que la berma pueda contener un volumen tal que su probabilidad de excedencia sea pequeña. Además, mientras más pequeño sea el volumen afectado por la inestabilidad menor será su relevancia, y viceversa. Por lo tanto, la probabilidad de falla máxima permisible será mayor en el caso de volúmenes pequeños, y menor en caso contrario. Por otra parte, si un banco ubicado inmediatamente arriba de una rampa sufre una inestabilidad su potencial efecto será mayor que el de una inestabilidad similar en un banco no adyacente a una rampa. Curso Geomecánica Aplicada en Minería a Cielo Abierto


Debe tenerse presente el hecho que un banco de pared final deberá tener una vida operacional mayor que un banco de una pared no permanente (expansión). La ocurrencia de inestabilidades en el talud interrampa tiene un efecto que puede llegar a ser muy importante y, en lo posible, debe evitarse este tipo de inestabilidades. Sin embargo, los criterios de aceptabilidad deben, también en este caso, definirse conforme con las consecuencias asociadas a una inestabilidad, las cuales dependen básicamente de dos factores: la magnitud de la pérdida de rampa, si la hubiera, y el volumen afectado por la inestabilidad. En este caso el criterio de aceptabilidad puede definirse en términos de un valor mínimo permisible para el factor de seguridad; sin embargo, dada la incerteza asociada a los parámetros geológico-geotécnicos resulta también necesario definir un límite máximo para la probabilidad de falla permisible. Además, mientras más pequeño sea el volumen afectado por la inestabilidad y menor sea la posible pérdida de rampa, menor será la relevancia de la inestabilidad, y viceversa. Por lo tanto, la probabilidad de falla máxima permisible será mayor y el factor de seguridad mínimo permisible será menor en el caso de volúmenes y pérdidas de rampa pequeñas. Debe tenerse presente el hecho que un talud interrampa de pared final deberá tener una vida operacional mayor que un talud interrampa de una pared no permanente, cual el caso de una expansión. Curso Geomecánica Aplicada en Minería a Cielo Abierto


RAMPA PERDIDA DE RAMPA

VOLUMEN DIRECTAMENTE AFECTADO POR LA INESTABILIDAD



La ocurrencia de inestabilidades a nivel de talud global tiene un efecto siempre importante, y si en el sector afectado hay rampas, éstas se perderán; además, los volúmenes afectados por este tipo de inestabilidades serán sustancialmente mayores a los volúmenes asociados a inestabilidades interrampa. En este caso el criterio de aceptabilidad puede definirse en términos de un valor mínimo permisible para el factor de seguridad; sin embargo, dada la incerteza asociada a los parámetros geológicogeotécnicos resulta también necesario definir un límite máximo para la probabilidad de falla permisible. Por otra parte, mientras mayor sea el volumen afectado por la inestabilidad mayor será la relevancia de ésta, y viceversa. Por lo tanto, el criterio de aceptabilidad deberá ser más estricto en aquellos casos donde el volumen potencialmente afectado sea más importante. Debe tenerse presente el hecho que un talud global de pared final deberá tener una vida operacional mayor que un talud global de una pared no permanente (además, en la práctica los ángulos de talud global solo alcanzan su valor máximo en la condición de pared final). Siempre se mantendrán 2 rampas de acceso hasta el fondo del rajo, independientes entre sí. Si por efecto de alguna expansión hay derrames sobre una rampa, deberá existir la posibilidad de despejar dichos derrames en un periodo no mayor a tres días. Si no se dispusiera de dos accesos independientes al fondo del rajo, los criterios de aceptabilidad deberán ser más estrictos, ya que una eventual inestabilidad podría impedir el acceso al mineral. Curso Geomecánica Aplicada en Minería a Cielo Abierto


En base a consideraciones operacionales y de disponibilidad de equipos, se ha decidido que remociones en masa de hasta 1.000.000 tons pueden ser despejadas sin mayores complicaciones operacionales ni de planificación. Si se supone que una inestabilidad mayor, o sea a nivel de talud interrampa o global, afectaría una extensión de pared del orden de 150 m, esto significa que es posible despejar hasta unas 6.500 ton/m sin mayores problemas (definición válida para equipos de carguío como los que considera el Proyecto Rosario: palas de 56 a 73 yd3, cargadores de 28 yd3 y camiones de 240 a 360 tc; evidentemente, si se aumenta la capacidad de estos equipos podrá aumentarse el tonelaje inestable que resulta admisible). Se cumplirán rigurosamente las recomendaciones de diseño de los taludes, en lo que se refiere a : implementación de medidas de despresurización y drenaje; ejecución de tronaduras controladas para minimizar el daño inducido en el macizo rocoso; control del cumplimiento de la línea de programa en cada banco.

Conforme con todo lo anterior, CMDIC ha definido para el diseño geotécnico de los taludes del Rajo Rosario los criterios de aceptabilidad que se resumen en la figura de página siguiente.



400

FS  1,25 & PF  12%

Masa Comprometida, w (kton/m)

FS  1,30 & PF  10% FS  1,35 & PF  8% 300

FS  1,40 & PF  6% FS  1,45 & PF  4%

200

100

0 0

1

2

3

4

5

Numero de Rampas Afectadas



CARACTERIZACIÓN GEOTÉCNICA, GEOMECÁNICA E HIDROGEOLÓGICA



UN BUEN MODELO GEOLÓGICO ES LA BASE DE UN BUEN MODELO GEOMECÁNICO

APROVECHAR LA EXPLORACIÓN GEOLÓGICA Curso Geomecánica Aplicada en Minería a Cielo Abierto


DEFINICIÓN DE UNIDADES GEOTÉCNICAS BÁSICAS:

LITOLOGÍA

SECUNDARIA MINERALIZACIÓN

PRIMARIA

UNIDADES GEOTÉCNICAS BÁSICAS (PROPIEDADES GEOMECÁNICAS DE LA ROCA “INTACTA”)

TIPO ALTERACIÓN GRADO



DEFINICIÓN DE UNIDADES GEOTÉCNICAS: “ESCALAMIENTO”

UNIDADES GEOTÉCNICAS BÁSICAS

PROPIEDADES DE LA ROCA “INTACTA” LABORATORIO

+

CALIDAD GEOTÉCNICA DEL MACIZO ROCOSO

INDICE GSI


=

UNIDADES GEOTÉCNICAS

PROPIEDADES DEL MACIZO ROCOSO (SIN DIRECCIONALIDAD) A. Karzulovic & Asoc. Ltda. 109

BLOCKY ROCK MASS + FAIR TO GOOD JOINT CONDITION BLOCKY ROCK MASS + FOOR JOINT CONDITION VERY BLOCKY ROCK MASS + GOOD JOINT CONDITION VERY BLOCKY ROCK MASS + FAIR TO POOR JOINT CONDITION BLOCKY AND SEAMY ROCK MASS + FAIR TO GOOD JOINT CONDITION BLOCKY AND SEAMY ROCK MASS + POOR TO VERY POOR JOINT CONDITION CRUSHED ROCKS MASS + FAIR JOINT CONDITION CRUSHED ROCKS MASS + POOR TO VERY POOR JOINT CONDITION

Ejemplo 05.a: ZONIFICACIÓN GEOTÉCNICA DE LA MINA CHUQUICAMATA EN TÉRMINOS DEL ÍNDICE GSI Cortesía:


Superintendencia Ingeniería Geotécnica División Chuquicamata CODELCO


TABLE 3:

Properties of the rock masses and paleogravels (typical values) g

mi

sci

Ei

MPa

GPa

GSI

c

f

E

kPa

Degrees

GPa

100

42

0.60

n

B

G

GPa

GPa

0.25

0.40

0.24

Geotechnical Unit ton/m3

Paleogravels

2.10

Fortuna Granodiorite

2.66

31.6

82

33

40 - 60

675

43

9.0

0.26

6.3

3.6

Fortuna Gd. Moderately Sheared

2.51

24.0

30

30

25 - 40

210

33

2.3

0.30

1.9

0.9

Fortuna Gd. Highly Sheared

2.30

20.3

15

7

15 - 25

125

25

0.7

0.33

0.7

0.3

Quartz-Sericitic Rock

2.49

17.9

15

22

70 - 100

825

34

4.5

0.25

3.0

1.8

East P. with Quartz-Sericitic Alt.

2.52

19.7

31

18

40 - 60

365

39

4.9

0.27

3.6

1.9

East P. with Potassic Alt.

2.58

31.3

85

22

55 - 65

770

45

16.6

0.24

10.6

6.7

East P. with Chloritic Alt.

2.62

17.2

84

52

45 - 60

560

45

10.5

0.26

7.3

4.2

East Granodiorite

2.62

26.1

62

34

50 - 60

565

47

10.5

0.25

7.0

4.2

Elena Granodiorite

2.62

26.5

77

40

45 - 60

575

48

10.1

0.26

7.0

4.0

West Porphyry

2.52

19.1

59

29

45 - 60

480

43

8.9

0.26

6.2

3.5

Metasediments

2.67

24.5

45

30

25 - 40

245

35

5.8

0.30

4.8

2.2

Ejemplo 05.b: PROPIEDADES DEL MACIZO ROCOSO Y DE LAS PALEOGRAVAS MINA CHUQUICAMATA Cortesía:




Ejemplo 06.a: ZONIFICACIÓN GEOTÉCNICA SEGÚN EL INDICE GSI RAJO SUR SUR Cortesía:


Superintendencia Geología Mina División Andina CODELCO


Ejemplo 06.b: BANCO 4000 PARED OESTE RAJO SUR SUR DOMINIOS ESTRUCTURAL II GSI : 50 a 55 FF : 2 a 3 fract./m Cortesía:




Ejemplo 06.c: BANCO 4000, PARED OESTE RAJO SUR SUR, DOMINIOS ESTRUCTURAL II GSI : 40 a 45 FF : 8 a 14 fract./m Cortesía:

Superintendencia Geología Mina, División Andina, CODELCO



DEFINICIÓN DE ESTRUCTURAS MAYORES: Son aquellas con una traza suficientemente larga como para afectar al menos parte importante de un talud interrampa. Permite evaluar el potencial riesgo de inestabilidades mayores con total o fuerte control estructural (e.g. macro-cuñas), que pudieran afectar la estabilidad de las paredes del rajo.

Permite evitar, o al menos minimizar, direcciones desfavorables para la orientación de los taludes.



DEFINICIÓN DE ESTRUCTURAS MAYORES: Posición Traza

Espaciamiento típico (si se trata de una familia) Manteo (dip) Dirección de manteo (dip direction)

Material(es) de relleno Resistencia al corte Deformabilidad (si hay análisis numérico)



Ejemplo 07: TRAZA DE LA FALLA OESTE PARED OCCIDENTAL MINA CHUQUICAMATA Cortesía: Superintendencia Ingeniería Geotécnica División Chuquicamata CODELCO



Ejemplo 08: PLANO DE ESTRUCTURAS MAYORES RAJO SUR SUR de DIVISIÓN ANDINA Cortesía:




N-82500

N N-82000

N-81500

N-81000

N-80500

Ejemplo 09: PLANO DE ESTRUCTURAS MAYORES & POTENCIALES MACRO-CUÑAS PROYECTO ROSARIO N-80000

Cortesía: Grupo Ingeniería Geotécnica Compañía Minera Doña Inés de Collahuasi S. C. M.



DEFINICIÓN DE DOMINIOS ESTRUCTURALES: DEBE tener una muy buena justificación geológicoestructural. Permite definir las inestabilidades con control estructural que son cinemáticamente factibles en los distintos sectores del rajo. Permite el diseño del sistema banco-berma. Permite definir la resistencia direccional del macizo rocoso. Curso Geomecánica Aplicada en Minería a Cielo Abierto


DEFINICIÓN DE DOMINIOS ESTRUCTURALES: Para cada dominio: Número de sets o familias de estructuras Importancia relativa (frecuencia/impacto) Manteo (dip) Dirección de manteo (dip direction) Traza Espaciamiento Gap Material(es) de relleno Resistencia al corte Curso Geomecánica Aplicada en Minería a Cielo Abierto


DEFINICIÓN DE DOMINIOS ESTRUCTURALES: Actualmente en la minería chilena la herramienta más utilizada para interpretar y evaluar la información geológico-estructural es el programa DIPS, desarrollado en Canadá por el grupo Rocscience.



















Ejemplo 10: DOMINIOS ESTRUCTURALES RAJO SUR SUR de DIVISIÓN ANDINA Cortesía:




ZA O

Cortesía: Superintendencia Ingeniería Geotécnica División Chuquicamata CODELCO

NOR OESTE

MESABI

BALMACEDA

ES T BL AN AN QU CO ES S

G A R ZA AMERICANA

ZONA D E CIZAL LE

FOR T NO UNA RTE

FORTUNA SUR

Ejemplo 11.a: DOMINIOS ESTRUCTURALES MINA CHUQUICAMATA



Ejemplo 11.b: Deslizamientos escalonados en bancos de la Pared Oeste de Mina Chuquicamata, en el Dominio Estructural Fortuna Sur, definidos por estructuras menores que mantean 40° a 45° hacia el rajo y estructuras mayores que mantean 70° a 75° hacia cerro adentro. Cortesía:




Ejemplo 11.c: Deslizamientos planos en bancos de la Pared Este de Mina Chuquicamata, en el Dominio Estructural Mesabi, definidos por estructuras subverticales. Cortesía:




CARACTERIZACIÓN HIDROGEOLÓGICA APLICADA: Define nivel(es) freático(s). Presiones intersticiales residuales (si las hay). Infiltraciones al rajo (Cuanto? Donde? Cuando?) Planes de despresurización de taludes. Planes de drenaje del rajo.









Ejemplo de los resultados de un modelo numérico para predecir las infiltraciones de aguas subterráneas a un rajo.

Trayectorias de Flujo para el Año 2003

Trayectorias de Flujos Isocontornos de Niveles Freaticos Pozo de Monitoreo



TIPOS DE INESTABILIDADES



CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURAL CON MUCHO CONTROL ESTRUCTURAL

CON ALGO DE CONTROL ESTRUCTURAL CON POCO CONTROL ESTRUCTURAL SIN NINGÚN CONTROL ESTRUCTURAL


AUMENTA LA CALIDAD GEOTÉCNICA DISMINUYE EL GRADO DE FRACTURAMIENTO DISMINUYE LA BLOCOSIDAD

DIMINUYE LA CALIDAD GEOTÉCNICA AUMENTA EL GRADO DE FRACTURAMIENTO AUMENTA LA BLOCOSIDAD

TIPOS DE INESTABILIDADES EN LOS TALUDES ROCOSOS


INESTABILIDADES CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURAL



INESTABILIDADES CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURAL:

Deben respetar las restricciones cinemáticas que define la geometría y orientación relativa de los taludes respecto a las estructuras presentes en el macizo rocoso. Predominan a nivel de banco (estructuras menores), pero también pueden afectar taludes de gran altura (estructuras mayores). Se pueden analizar mediante métodos de equilibrio límite, bi o tridimensionales, dependiendo del caso. Definen el diseño del sistema banco-berma. Si hay estructuras mayores desfavorablemente ubicadas, pueden afectar en forma importante el diseño de los taludes del rajo. Curso Geomecánica Aplicada en Minería a Cielo Abierto


INESTABILIDADES CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURAL DESLIZAMIENTOS PLANOS (1)




Norrish, N. & Wyllie, D. (1996): Rock Slope Stability Analysis, Chp. 15, LANSLIDES INVESTIGATION AND MITIGATION, Special Report 247, Transportation Research Board, National Research Council, USA












Goodman, R. (1989): INTRODUCTION TO ROCK MECHANICS, J. Wiley & Sons



INESTABILIDADES CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURAL DESLIZAMIENTOS DE CUÑAS (1)












PWedge SWedge Norrish, N. & Wyllie, D. (1996): Rock Slope Stability Analysis, Chp. 15, LANSLIDES INVESTIGATION AND MITIGATION, Special Report 247, Transportation Research Board, National Research Council, USA



INESTABILIDADES CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURAL DESLIZAMIENTOS DE CUÑAS (5.a)

SWEDGE:

FS = 1,004 PF = 45,4%



INESTABILIDADES CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURAL DESLIZAMIENTOS DE CUÑAS (5.b)

SWEDGE: Proyección Estereográfica



INESTABILIDADES CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURAL DESLIZAMIENTOS DE CUÑAS (5.c) SWEDGE: Distribución de FS











INESTABILIDADES CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURAL DESLIZAMIENTOS DE CUÑAS (8.a)




INESTABILIDADES CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURAL DESLIZAMIENTOS DE CUÑAS (8.b)

Hoek, E. & Bray, J. (1981): ROCK SLOPE ENGINEERING, IMM, London



INESTABILIDADES CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURAL DESLIZAMIENTOS DE CUÑAS (8.c)




INESTABILIDADES CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURAL DESLIZAMIENTOS DE CUÑAS (8.d)




INESTABILIDADES CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURAL DESLIZAMIENTOS DE CUÑAS (8.e)




INESTABILIDADES CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURAL DESLIZAMIENTOS DE CUÑAS (8.f)




INESTABILIDADES CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURAL DESLIZAMIENTOS DE CUÑAS (8.g)




INESTABILIDADES CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURAL DESLIZAMIENTOS DE CUÑAS (8.h)




INESTABILIDADES CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURAL DESLIZAMIENTOS DE CUÑAS (8.i)




INESTABILIDADES CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURAL DESLIZAMIENTOS DE CUÑAS (8.j)

Ejemplo 13: Plano A: 45°/135° 35°

fA =

Plano B: 45°/225° 35°

fB =

A = B = 0.80

FS = 1,12



INESTABILIDADES CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURAL DESLIZAMIENTOS DE CUÑAS (8.k)

Usando SWedge:

FS = 1,143




Goodman, R. (1989): INTRODUCTION TO ROCK MECHANICS J. Wiley & Sons



INESTABILIDADES CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURAL VOLCAMIENTOS (1)








Goodman, R. (1989): INTRODUCTION TO ROCK MECHANICS J. Wiley & Sons



















LAS INESTABILIDADES CON TOTAL CONTROL ESTRUCTURAL DEFINEN EL DISEÑO DEL SISTEMA BANCO BERMA: VOLUMEN DE DERRAME

DESLIZAMIENTOS PLANOS

DESLIZAMIENTOS DE CUÑAS

TONELAJES INESTABLES ( W85% )

LARGO BASAL DEL DERRAME

VOLCAMIENTOS

ANCHO DE BERMA



Dominio II

NO

NO

Dominio I

PLANAR SLIDE

PLANAR SLIDE

DD 185°

DD 155°

Ld = 6 m.

NO

Ld = 5.4 m. Berma Minimo= 4 m.

Berma Minimo= 4m.

PLANAR SLIDE

DD 233°

DD 128°

NO

Ld = 6 m.

PLANAR SLIDE

Berma Minimo= 4 m.

NO

DD 68°

Ld = 5 m.

PLANAR SLIDE

Berma Minimo= 4 m.

DD 278°

NO

Dominio III

PLANAR SLIDE

DD 30°

NO PLANAR SLIDE

NO PLANAR SLIDE

Ld = 6 m. Berma Minimo= 4 m.

DD 320°

Dominio IV DD 352°

Ejemplo 14.1: PLAUSIBILIDAD DE DESLIZAMIENTOS PLANOS, PROYECTO ROSARIO Cortesía: Grupo Ingeniería Geotécnica, Compañía Minera Doña Inés de Collahuasi S. C. M.



Dominio II

Dominio I Ld = 4 m.

Ld = 11 m.

Berma Minimo= 3m.

Berma Minimo= 8m.

DD 185°

DD 155°

Ld = 5 m. Berma Minimo= 4m.


DD 233°

DD 128°


NO WEDGE

Ld = 4 m. Berma Minimo=3m.


DD 68°

NO WEDGE

NO WEDGE

DD 278°

Dominio III

NO WEDGE

DD 30° Ld = 5 m. Berma Minimo= 3m.

NO WEDGE


DD 352° DD 320°

Dominio IV Ld = 6 m. Berma Minimo= 5m.

Ejemplo 14.2: PLAUSIBILIDAD DE DESLIZAMIENTOS DE CUÑAS, PROYECTO ROSARIO Cortesía: Grupo Ingeniería Geotécnica, Compañía Minera Doña Inés de Collahuasi S. C. M.



Dominio II

Dominio I DD 185°

DD 155°

NO TOPPLING SLIDE

DD 233°

DD 128°

NO TOPPLING SLIDE

DD 68° NO

DD 278°

TOPPLING SLIDE

Dominio III DD 30°

NO TOPPLING SLIDE

DD 320°

Dominio IV DD NO 352° TOPPLING SLIDE

Ejemplo 14.3: PLAUSIBILIDAD DE VOLCAMIENTOS, PROYECTO ROSARIO Cortesía: Grupo Ingeniería Geotécnica, Compañía Minera Doña Inés de Collahuasi S. C. M.



II D om in io

Ld = 11 m.

Berma Minimo= 3m.

Berma Minimo= 8m.


I

DD 185°

°

55

1 DD

io in m Do

Ld = 4 m.

Ld = 5.4 m. Ld = 6 m.

Berma Minimo= 4 m.

Ld = 6 m.

Berma Minimo= 4m.

23

Berma Minimo= 4m.

3°

D D

Berma Minimo= 2m.

DD

12 8°

Ld = 3 m.


DD 278°

Berma Minimo= 4 m.

III

Ld = 6 m.

Berma Minimo=4m.

Do mi nio

8°

6 DD

Ld = 5 m.

Ld = 5 m. Berma Minimo= 4 m.

DD 30 °

Do m in io

Ld = 5 m.

0°

Berma Minimo= 3m. Ld = 6 m. Berma Minimo= 4 m.

IV


DD 352°

D D

32


Ejemplo 14.4: PLAUSIBILIDAD DE INESTABILIDADES CON CONTROL ESTRUCTURAL, PROYECTO ROSARIO Cortesía: Grupo Ingeniería Geotécnica, Compañía Minera Doña Inés de Collahuasi S. C. M.



INESTABILIDADES SIN NINGÚN CONTROL ESTRUCTURAL



INESTABILIDADES SIN NINGÚN CONTROL ESTRUCTURAL:

Ocurren únicamente en materiales tipo suelo o en macizos rocosos muy fracturados y/o de muy mala calidad geotécnica. Raramente ocurren a nivel de banco, usualmente ocurren en botaderos y en aquellos sectores donde el macizo está muy fracturado y/o presenta peor calidad geotécnica.

Se pueden analizar mediante métodos de equilibrio límite, usualmente bidimensionales, y también mediante modelos numéricos (elementos finitos / diferencias finitas). Definen el diseño del talud en aquellos sectores donde hay suelos o el macizo rocoso está muy fracturado y/ó presenta una muy mala calidad geotécnica.



INESTABILIDADES SIN NINGÚN CONTROL ESTRUCTURAL DESLIZAMIENTOS (1)



INESTABILIDADES SIN NINGÚN CONTROL ESTRUCTURAL DESLIZAMIENTOS (2.a)




INESTABILIDADES SIN NINGÚN CONTROL ESTRUCTURAL DESLIZAMIENTOS (2.b)

Hoek, E. & Bray, J. (1981): ROCK SLOPE ENGINEERING IMM, London



INESTABILIDADES SIN NINGÚN CONTROL ESTRUCTURAL DESLIZAMIENTOS (2.c)




INESTABILIDADES SIN NINGÚN CONTROL ESTRUCTURAL DESLIZAMIENTOS (2.d)




INESTABILIDADES SIN NINGÚN CONTROL ESTRUCTURAL DESLIZAMIENTOS (2.e)




INESTABILIDADES SIN NINGÚN CONTROL ESTRUCTURAL DESLIZAMIENTOS (2.f)




INESTABILIDADES SIN NINGÚN CONTROL ESTRUCTURAL DESLIZAMIENTOS (2.g)

Ejemplo 15: h  c f g

= = = = =

150 m 60° 50 ton/m2 35° 2.5 ton/m3

c/(g h tanf

=

0.286

FS = 1,83 / 1,84 0.38


0.109



INESTABILIDADES SIN NINGÚN CONTROL ESTRUCTURAL DESLIZAMIENTOS (2.h) Método Ordinario de las Dovelas:

FS = 1,602  -13%



INESTABILIDADES SIN NINGÚN CONTROL ESTRUCTURAL DESLIZAMIENTOS (2.i) Método de Bishop Simplificado:

FS = 1,632  -11%



INESTABILIDADES SIN NINGÚN CONTROL ESTRUCTURAL DESLIZAMIENTOS (2.j) Método de Janbu (corregido):

FS = 1,702  -8%



INESTABILIDADES SIN NINGÚN CONTROL ESTRUCTURAL DESLIZAMIENTOS (2.k) Método de Bishop Simplificado:

FS = 1,000

Ejemplo 15: Corte vertical en arcilla saturada sU = 50 kPa g = 1,915 ton/m3 hC = 10 m Curso Geomecánica Aplicada en Minería a Cielo Abierto


INESTABILIDADES CON ALGÚN CONTROL ESTRUCTURAL



INESTABILIDADES CON ALGÚN CONTROL ESTRUCTURAL:

Son las más comunes en los taludes rocosos con alturas mayores a 30 m. Su análisis requiere considerar la direccionalidad de la resistencia del macizo rocoso, debido a la presencia de estructuras.

Se pueden analizar mediante métodos de equilibrio límite, usualmente bidimensionales, y también mediante modelos numéricos (elementos finitos / diferencias finitas / elementos distintos). Usualmente definen el diseño de los taludes interrampa y globales.



INESTABILIDADES CON ALGÚN CONTROL ESTRUCTURAL (1) 90

75

65 55 45

RESISTENCIA MACIZO ROCOSO TRANSICION ESTRUCTURA 0

-45 -55 -65

-90

-75



INESTABILIDADES CON ALGÚN CONTROL ESTRUCTURAL (2) MANTEO APARENTE DE LA “ESTRUCTURA EQUIVALENTE”

ESTRUCTURAS DEL SISTEMA 1

SUPERFICIE DE RUPTURA CRÍTICA (DEFINE “ESTRUCTURA EQUIVALENTE”)

ESTRUCTURAS DEL SISTEMA 2

“PUENTE” DE ROCA

Programa STPSIM



INESTABILIDADES CON ALGÚN CONTROL ESTRUCTURAL (3) METODO DE BISHOP FS = 2.00



INESTABILIDADES CON ALGÚN CONTROL ESTRUCTURAL (4) METODO DE JANBU FS = 1.89



INESTABILIDADES CON ALGÚN CONTROL ESTRUCTURAL (5) METODO DE JANBU + RESISTENCIA DIRECCIONAL FS = 1.68



INESTABILIDADES CON ALGÚN CONTROL ESTRUCTURAL (6) METODO DE SPENCER + RESISTENCIA DIRECCIONAL FS = 1.74



INESTABILIDADES CON ALGÚN CONTROL ESTRUCTURAL (7)

Rio - S And - Arg

Ejemplo 16: ANÁLISIS DE ESTABILIDAD, SECCIÓN EN PARED OESTE, RAJO UJINA Cortesía: Grupo Ing. Geotécnica, Compañía Minera Doña Inés de Collahuasi S. C. M.

And - S

And - P

Programa: XSTABL



INESTABILIDADES CON ALGÚN CONTROL ESTRUCTURAL (8) FS

= 1.55

PF

= 2%

TON

= 164 kton/m

H

= 555 m

Ejemplo 17: ANÁLISIS DE ESTABILIDAD, SECCIÓN 12, PROYECTO ROSARIO Cortesía: Grupo Ing. Geotécnica, Compañía Minera Doña Inés de Collahuasi S. C. M.

Programa: SLIDE



DISEÑO DE TALUDES MINEROS



CONFORME CON LA CARACTERIZACIÓN GEOLÓGICO-GEOTÉCNICA Y LA DEFINICIÓN DE DOMINIOS ESTRUCTURALES, SE DEFINEN SECTORES DE DISEÑO.



ZONA 4

ZONA 5 ZONA 6

ZONA 3

ZONA 2

ZONA 7 ZONA 1

Ejemplo 18: ZONAS GEOTÉCNICAS (SECTORES DE DISEÑO) DE MINA CHUQUICAMATA Cortesía:

Superintendencia Ingeniería Geotécnica, División Chuquicamata, CODELCO



ANÁLISIS DE INESTABILIDADES MAYORES CON CONTROL ESTRUCTURAL:

Deslizamientos planos (fallas geológicas subparalelas a taludes) Deslizamientos de cuñas (estructuras mayores) Volcamientos (estructuras mayores subparalelas a taludes)

Se emplean métodos de equilibrio límite para el análisis, y si es necesario se considera cambiar la orientación de los taludes y/o definir, a priori, eventuales necesidades de descargas superiores. Es importante muchas veces el realizar análisis de sensibilidad (e.g. para evaluar el efecto de la eficiencia del drenaje).



N-82500

N N-82000

N-81500

N-81000

N-80500

Ejemplo 09: PLANO DE ESTRUCTURAS MAYORES & POTENCIALES MACRO-CUÑAS PROYECTO ROSARIO N-80000




DISEÑO DEL SISTEMA-BANCO-BERMA: h b dada por consideraciones operacionales (equipos carguío)

b inicial estimada conforma a calidad de las tronaduras Para cada dominio estructural Para cada orientación de bancos Se definen los sistemas de estructuras plausibles

Análisis de Excel, PWedge, Swedge

Deslizamientos planos Deslizamientos de Cuñas Volcamientos

Si L d excesivo

se reduce  b

Si L d aceptable

se define b


Ld

Q

r


Q 

hb tan  b b

Q

hb

b

r



h



b   r  tan 1   Q  b 

GEOMETRÍA BANCO-BERMA Curso Geomecánica Aplicada en Minería a Cielo Abierto


DISEÑO DE TALUDES INTERRAMPA & GLOBALES: hr inicial dada en base a la experiencia (e.g. 10 bancos simples)

r inicial resultante del diseño del sistema banco-berma Para cada dominio estructural Para cada sección de análisis & diseño: Análisis de equilibrio límite

FS & PF

SLIDE XSTABL SLOPE/W GALENA

Para algunas secciones de diseño & sectores “especiales”:

Análisis mediante modelos numéricos


PHASE2 / PLAXIS FLAC / FLAC3D UDEC / 3DEC A. Karzulovic & Asoc. Ltda. 213

DISEÑO DE TALUDES INTERRAMPA & GLOBALES: Método GLE

SLIDE

Método Janbu (búsqueda) + Spencer (cálculo)

XSTABL

Cálculo de FS

Cálculo de PF: Incerteza: c ± 30% a 40% f ± 10% a 20% j ± 5° a 10°

FS MLV  FS

s FS 

c ,f ,

 FS c2   4

  FS  2   FSf       4

FS c  FS  c  FS f  FS f  FS   FS  6   FS2      4  

  



DISEÑO DE TALUDES INTERRAMPA & GLOBALES:

FUNCION DE DISTRIBUCION DE PROBABILIDAD

BAJA INCERTEZA

FS < 1

FS1 < FS2 PF1 < PF2

ALTA INCERTEZA

FS2 = 1.4

PF1

FS1 = 1.2

PF2


FACTOR DE SEGURIDAD



Ejemplo 19.a: ANÁLISIS DE ESTABILIDAD SECCIÓN 6, PROYECTO ROSARIO Cortesía: Grupo Ingeniería Geotécnica Compañía Minera Doña Inés de Collahuasi S. C. M.

FS PF Ton h


= < = =

1.63 1% 635 kton/m 650 m


DISEÑO DE TALUDES INTERRAMPA & GLOBALES: FS PF Ton h

= = = =

1.41 3% 100 kton/m 360 m

Ejemplo 19.b: ANÁLISIS DE ESTABILIDAD SECCIÓN 12 PROYECTO ROSARIO Cortesía: Grupo Ingeniería Geotécnica, Compañía Minera Doña Inés de Collahuasi S. C. M.




Ejemplo 19.c: SECCIONES DE ANÁLISIS PROYECTO ROSARIO Cortesía: Grupo Ingeniería Geotécnica, Compañía Minera Doña Inés de Collahuasi S. C. M.



DISEÑO DE TALUDES INTERRAMPA & GLOBALES: Taludes interrampa:

r

b

Si no satisfacen criterios de aceptabilidad: hr

Si satisfacen criterios de aceptabilidad:

OK

Si satisfacen holgadamente criterios de aceptabilidad:

hr

Taludes globales: br Si no satisfacen criterios de aceptabilidad: hr

Si satisfacen criterios de aceptabilidad:


OK


ZONIFICACIÓN SEGÚN DISEÑO (CONCILIACIÓN)




Ejemplo 20.a: ZONIFICACIÓN DE DISEÑO BANCOS SIMPLES DE 15 m PARED OESTE RAJO UJINA


Figura 1.3 : Zonificación propuesta para la Pared Oeste del Rajo Ujina, en un diseño en base a bancos simples de 15 m de altura.




Ejemplo 20.b: ZONIFICACIÓN DE DISEÑO BANCOS DOBLES DE 30 m PARED OESTE RAJO UJINA


Figura 1.4 : Zonificación propuesta para la Pared Oeste del Rajo Ujina, en un diseño en base a bancos dobles de 30 m de altura.



ANÁLISIS DE TALUDES MEDIANTE MODELOS NUMÉRICOS



ANÁLISIS MEDIANTE MODELOS NUMÉRICOS:

Método de Bishop Simplificado:

FS = 1,000

Ejemplo 15: Corte vertical en arcilla saturada sU = 50 kPa g = 1,915 ton/m3 hC = 10 m Curso Geomecánica Aplicada en Minería a Cielo Abierto


ANÁLISIS DE TALUDES MEDIANTE MODELOS NUMÉRICOS:

Propósito de los modelos numéricos: Detectar mecanismos de falla no o poco evidentes en un análisis por equilibrio límite. Análisis detallado de situaciones especiales: Taludes con infraestructura Situaciones donde se requiere conocer el campo de desplazamientos Problemas tridimensionales (“narices”)

Evaluar la subsidencia asociada a la minería. ADEMÁS, es posible también calcular FS y PF (técnica de reducción de la resistencia), pero esto requiere bastante tiempo computacional. En general la diferencia entre FS por equilibrio límite y FS por modelos numéricos es menor que 10% (análisis bidimensionales). Curso Geomecánica Aplicada en Minería a Cielo Abierto


ANÁLISIS DE TALUDES MEDIANTE MODELOS NUMÉRICOS:

Programas de elementos finitos: PHASE2 PLAXIS SIGMA/W

ADINA ABACUS

Programas de diferencias finitas:

FLAC

FLAC3D

Programas de elementos distintos: UDEC

3DEC



ANÁLISIS DE TALUDES MEDIANTE MODELOS NUMÉRICOS: Software: FLAC JOB TITLE : TALUD ROCOSO ANALIZADO POR HOEK & BRAY

(*10^2)

FLAC (Version 4.00)

0.900

LEGEND 0.700

27-Nov-01 17:45 step 0 -5.000E+01
0.500

Material model mohr-coulomb Grid plot 0

0.300

2E 1

Water Table

0.100

-0.100

-0.300

-0.500

A. Karzulovic & Asoc. Ltda. Santiago, CHILE -0.400

-0.200

0.000

0.200

0.400

0.600

0.800

1.000

(*10^2)




(*10^2)

FLAC (Version 4.00)

0.900

LEGEND 0.700

27-Nov-01 20:19 step 22485 -5.000E+01
0.500

Grid plot 0

2E 1

0.300

Plasticity Indicator * at yield in shear or vol. X elastic, at yield in past o at yield in tension Water Table

0.100

-0.100

-0.300

-0.500


-0.200

0.000

0.200

0.400

0.600

0.800

1.000

(*10^2)




(*10^2)

FLAC (Version 4.00)

0.900

LEGEND 0.700

27-Nov-01 20:19 step 22485 -5.000E+01
0.500

Max. shear strain increment 0.00E+00 2.50E-04 5.00E-04 7.50E-04 1.00E-03 1.25E-03

0.300

0.100

Contour interval= 2.50E-04 Boundary plot -0.100

0

2E 1

Water Table Max. shear strain increment Contour interval= 2.50E-04 Minimum: 0.00E+00 Maximum: 1.25E-03

-0.300

-0.500


-0.200

0.000

0.200

0.400

0.600

0.800

1.000

(*10^2)




(*10^2)

FLAC (Version 4.00)

0.900

LEGEND 0.700

27-Nov-01 20:19 step 22485 -5.000E+01
0.500

X-displacement contours 0.00E+00 0.300

Contour interval= 2.50E-02 Boundary plot 0

2E 1

0.100

Water Table -0.100

-0.300

-0.500


-0.200

0.000

0.200

0.400

0.600

0.800

1.000

(*10^2)



DISEÑO DE TALUDES INTERRAMPA & GLOBALES / MODELOS NUMÉRICOS: Software: FLAC JOB TITLE : TALUD ROCOSO ANALIZADO POR HOEK & BRAY

(*10^2)

FLAC (Version 4.00)

0.900

LEGEND 0.700

27-Nov-01 20:28 step 42485 -5.000E+01
0.500

Grid plot 0

2E 1

0.300

Plasticity Indicator * at yield in shear or vol. X elastic, at yield in past o at yield in tension Water Table

0.100

-0.100

-0.300

-0.500


-0.200

0.000

0.200

0.400

0.600

0.800

1.000

(*10^2)



DISEÑO DE TALUDES INTERRAMPA & GLOBALES / MODELOS NUMÉRICOS: Software: FLAC JOB TITLE : TALUD ROCOSO ANALIZADO POR HOEK & BRAY

(*10^2)

FLAC (Version 4.00)

0.900

LEGEND 0.700

27-Nov-01 20:28 step 42485 -5.000E+01
0.500

Max. shear strain increment 0.00E+00 5.00E-03 1.00E-02 1.50E-02 2.00E-02 2.50E-02 3.00E-02 3.50E-02

0.300

0.100


-0.100

2E 1 -0.300

Water Table Max. shear strain increment Contour interval= 5.00E-03 Minimum: 0.00E+00 A. Karzulovic & Asoc. Ltda. Santiago, CHILE

-0.500

-0.400

-0.200

0.000

0.200

0.400

0.600

0.800

1.000

(*10^2)




(*10^2)

FLAC (Version 4.00)

0.900

LEGEND 0.700

27-Nov-01 20:28 step 42485 -5.000E+01
0.500

X-displacement contours -1.50E-01 -1.25E-01 -1.00E-01 -7.50E-02 -5.00E-02 -2.50E-02 0.00E+00

0.300

0.100


-0.100

2E 1

Water Table

-0.300

-0.500


-0.200

0.000

0.200

0.400

0.600

0.800

1.000

(*10^2)



DISEÑO DE TALUDES INTERRAMPA & GLOBALES / MODELOS NUMÉRICOS: Software: UDEC JOB TITLE :

(*10^2) 9.000

UDEC (Version 3.10) LEGEND 24-Nov-01 14:51 cycle 532000 cohesion 1.150E+05 1.250E+05 1.300E+05 4.350E+05 6.550E+05 6.650E+05 9.200E+05 1.060E+06 1.550E+06 block plot table 10

7.000

5.000

3.000

1.000

-1.000

A. Karzulovic & Asoc. Ltda. Santiago, CHILE 0.100

0.300

0.500

0.700

0.900

1.100

(*10^3)

Ejemplo 20.a: SECCION 11 PROYECTO ROSARIO, MATERIALES (cohesión) Cortesía: Grupo Ingeniería Geotécnica, Compañía Minera Doña Inés de Collahuasi S. C. M.



DISEÑO DE TALUDES INTERRAMPA & GLOBALES / MODELOS NUMÉRICOS: Software: UDEC JOB TITLE : Seccion 11 - Sector NW - Rajo Rosario

(*10^2) 9.000

UDEC (Version 3.10) LEGEND 31-Oct-01 17:37 cycle 532000 no. zones : total 14427 at yield surface (*) 457 yielded in past (X) 3309 tensile failure (o) 27 block plot table 10

7.000

5.000

3.000

1.000

-1.000


0.300

0.500

0.700

0.900

1.100

(*10^3)

Ejemplo 20.b: SECCION 11 PROYECTO ROSARIO, ZONAS DONDE SE PRODUCE LA FALLA Cortesía: Grupo Ingeniería Geotécnica, Compañía Minera Doña Inés de Collahuasi S. C. M.




(*10^2) 9.000

UDEC (Version 3.10) LEGEND 31-Oct-01 18:53 cycle 532000 X displacement contours contour interval= 2.000E-01 0.000E+00 to 1.000E+00

7.000

5.000

0.000E+00 2.000E-01 4.000E-01 6.000E-01 8.000E-01

3.000

1.000E+00

block plot table 10 1.000

-1.000


0.300

0.500

0.700

0.900

1.100

(*10^3)

Ejemplo 20.c: SECCION 11 PROYECTO ROSARIO, DESPLAZAMIENTOS HORIZONTALES Cortesía: Grupo Ingeniería Geotécnica, Compañía Minera Doña Inés de Collahuasi S. C. M.




(*10^2) 9.000

UDEC (Version 3.10) LEGEND 31-Oct-01 18:58 cycle 532000 block plot shear displacement on joint right-lateral left-lateral max shear disp = 3.438E-01 each line thick = 6.876E-02 table 10

7.000

5.000

3.000

1.000

-1.000


0.300

0.500

0.700

0.900

1.100

(*10^3)

Ejemplo 20.d: SECCION 11 PROYECTO ROSARIO, DESPLAZAMIENTO DE CORTE EN LAS ESTRUCTURAS Cortesía: Grupo Ingeniería Geotécnica, Compañía Minera Doña Inés de Collahuasi S. C. M.



DISEÑO DE TALUDES INTERRAMPA & GLOBALES / MODELOS NUMÉRICOS: Software: FLAC3D Ejemplo 21: MODELO DE UNA NARIZ RAJO UJINA Cortesía: Grupo Ingeniería Geotécnica Compañía Minera Doña Inés de Collahuasi S. C. M.



ANÁLISIS DE TALUDES RAJO ROSARIO CMDIC



Cordón Chileno Depositos Cobre Porfídicos



Depositos Distrito Collahuasi



Depositos Distrito Collahuasi



Plano Geológico Rosario



Perfil Geológico Rosario 4600

4400

COLLAHUASI PORPHYRY Collahuasi

4200

Porphyry

INES Inés PORPHYRY Porphyry

4000

RHYOLITE Rhyolite 3800

Rosario ROSARIO PORPHYRY Porphyry


VolcanicVOLCANICSEDIMENTARY Sedimentary Unit A. Karzulovic & Asoc. Ltda. 244

Perfil Mineralógico Rosario Oxide

Leached

Secondary Enrichment Pyritic Primary

Primary



Perfil Alteración Rosario

Hornfels Sericitic Propylitic Potassic



Perfil Estructural Rosario NE


SW


Apoyo Geotécnico – – – – –

Consultores Geotecnicos en CMDIC SRK (1992-1996) E.Montgomery & Ass. (1997-98) WMC (1998-a la fecha) A.Karzulovic & Asoc. (1997-a la fecha) Review Board Externo (1996-a la fecha)



DISEÑO DE TALUDES Obtener: a) Unidades Macizo Rocoso & Propiedades b) Dominios Estructurales & Propiedades c) Modelo Hidrogeologico

Obtener: Anisotropía & Resistencias de Estructuras Equivalentes del Macizo Rocoso

Metodología del Diseño Geotecnico Definir: Criterio de Aceptabilidad del Riesgo de Falla a nivel de Bancos, Inter-Ramp y Global

Definir: Secciones & Sectores de Diseño No

Analizar: Análisis de Estabilidad Banco/Berma usando PWEDGE & SWEDGE

Analizar: Análisis de Estabilidad Inter-Ramp & Global usando STPSIM, SLIDE, FLAC 3D, UDEC & SWEDGE Curso Geomecánica Aplicada en Minería a Cielo Abierto

Diseño Aceptado

Si

Especificar: Diseño Minero, Monitoreos & Principales Controles Operacionales A. Karzulovic & Asoc. Ltda. 249

Criterio de Acceptabilidad 400

FS  1,25 & PF  12% FS  1,30 & PF  10%

Failure Tonnage, w (kton/m)

FS  1,35 & PF  8% 300

FS  1,40 & PF  6% FS  1,45 & PF  4%

200

100

0 0

1

2

3

4

5

Number of Ramps Affected by the Slope Failure



Criterio de Acceptabilidad Interrampa CASO

EXPANSIÓN

PERDIDA DE RAMPA (%) < 25% 25% - 50%

> 50%

PARED FINAL

< 25% 25% - 50% > 50%

MATERIAL AFECTADO (KTon/m)

FS

PF (%)

< 5 > 5 < 5 > 10 < 10 > 20

> > > > > >

1.20 1.25 1.25 1.35 1.30 1.45

< < < < < <

30 25 25 20 22 18

< 5 > 5 < 5 > 10 < 10 > 20

> > > > > >

1.20 1.25 1.30 1.40 1.35 1.50

< < < < < <

25 20 22 18 20 15

Asume 2 rampas independientes al fondo del rajo Losanálisis de estabilidad deben incluir los efectos de las estructuras en el macizo rocoso Medidas deben ser implementadas para: drenar los taludes, tronaduras controladas y control de la linea de programa Curso Geomecánica Aplicada en Minería a Cielo Abierto


Perfil Esquemático de Falla ORIGINAL RAMP WIDTH

LOSS OF RAMP WIDTH INSTABILITY VOLUME

SLOPE BEFORE FAILURE



Unidades Geotecnicas

Zona de Fallas

Lixiviado

Unidades Sedimentarias

Secondaria

Pórfidos(Inés,Rosario,Collahuasi)

Argílica

Riolita

Primaria

Andesita

Potasica & Otras

ALTERACION

Quarzo-Sericítica

LITOLOGIA

MINERALIZACION



Anisotropía: Resistencia Direccional del Macizo Rocoso (Estructuras Principales)

RESISTENCIA MACIZO ROCOSO RESISTENCIA ESTRUCTURAS SJ1 RESISTENCIA ESTRUCTURAS SJ2 3

1

SJ

RESISTENCIA ESTRUCTURAS SJ3

SJ

SJ 2

90°

90°

SJ 1

DIRECCION (ANGULAR)

SJ 2

0 °

0 °

RESISTENCIA (DIRECCIONAL)

SJ 3

-90°


-90°


Estructura Equivalente: Macizo Rocoso Enlazado

IN C L IN A T IO N O F S IN G L E , E Q U IV A L E N T F A IL U R E “ P L A N E ”

Resistencia Macizo Rocoso Estrechamente Enlazado – Combinación, puentes de roca y sets de estructuras menores – Obtener un plano de falla “equivalente” usando STEPSIM


STRUCTURAL SET 1

PATH O F SLO PE F A IL U R E S U R F A C E

STRUCTURAL SET 2 ROCK “ B R ID G E ”


INNOVACIONES & TOPICOS ESPECIALES Fallas Principales



Materiales Débiles de Macizo Rocoso Rocas Débiles : – Zonas de Fallas – Andesita, Riolita y Pórfidos Argillizados

Propiedades Típicas: – Cohesión 100-600 kPa – Angulo Fricción 21-28º – Agua es una factor



Parámetros Geométricos Diseño Taludes RAMP WIDTH

br INTERRAMP ANGLE

BERM WIDTH

r

b OVERALL HEIGHT

ho

BENCH HEIGHT

OVERALL ANGLE

hb INTERRAMP ANGLE

o

INTERRAMP HEIGHT

hr

r BENCH FACE INCLINATION

b



Sec-01

Planta Alteración Rosario 2 c-1

Se

Se

N-82000

16

cSe

c-

14

3 -0

c Se

Se

3 c-1

N-81500

-11

Sec

Sec-04

Se

c-1

0

N-81000

Se


E-32500

05

LEYENDA SHELL ALTERACION

E-31500

E-31000

Sec E-30500

E-30000

-06

N-80000

Sec

Sec-07

-08

N-80500

E-32000

Se

c-0 9

c-

Argílica Asoc. a Estructuras Cuarzo-Serecítica Pótasica


Sec-01

Planta Litología Rosario 2 c-1 Se

Se c14

N-82000

16 ce S

S

3 -0 c e 3 c-1

Se N-81500

-11 Sec

Sec-04

LEYENDA

Sec

-06 Sec

Sec-07

-08

N-80500

E-32500

Se c-0 9

Se c05

E-32000

Se c-1 0

N-81000

Unidad Sedimentaria Pórfido Collahuasi


E-31500

E-31000

E-30500

N-80000

E-30000

Pórfido Rosario Riolíta Pórfido Inés


Planta Estructuras Rosario RO SA R

IO

N-82000

III

N-81500

N-81000


E-32500

E-32000

E-31500

E-31000

E-30500

N-80000

E-30000

N-80500


Sec-01

Secciones de Diseño Rosario Se c-1 2

Se

N-82000

c-

c Se

14

6

-1

3

c Se

-0

Se

3 c- 1

N-81500

Sec

-11

Sec-04

Se

c-1 0

N-81000

9

Se c

E-32500

E-32000

E-31500

-08 S ec

E-31000

E-30000

-06

Curso Geomecánica Aplicada en Minería a Cielo Abierto N-80000

5

S ec

Sec-07

N

E-30500

N-80500

Se

c-0

-0


Sectores de Diseño Rosario N N - NW N-82000

North NW

NE

N-81500

West East N-81000

SW

SE


E-32500

E-32000

E-31000

E-30500

E-30000

N-80000

E-31500

South

N-80500


Dominios Estructurales Rosario N

Domain I 2A 2B

5

N-82000 1B

N - NW

7

1A

Domain III 6 2B

North NW

5

Domain I

NE

Domain II

N-81500

West Domain III

East

N-81000

SW

SE South

1A 3

N-80500 2B

1A

3

Domain IV 1B

2B

2A

5


E-32500

E-32000

E-31500

1B

E-31000

E-30500

N-80000

E-30000

Domain IV

Domain II


Modos de Falla a Nivel de Banco Domain I

Domain III

Domain IV

Domain II



N-83000

Cuñas Estructurales Mayores Rosario N-82500

W1

N-82000

W2 W3 N-81500

W4

N-81000

N-80500

N-80000

W6

N W5

N-79500



Sección de Análisis Geotécnico Por Equilibrio Límite (SLIDE)



Sección de Análisis Geotécnico Por Equilibrio Límite (SLIDE)



Sección de Análisis Geotécnico Por Modelo Númerico (UDEC) JOB TITLE : Seccion 11 - Sector Oeste - Rajo Rosario CMDIC

(*10^2) 9.000

UDEC (Version 3.10) LEGEND 21-Dec-01 11:53 cycle 951639 no. zones : total 14056 at yield surface (*) 573 yielded in past (X) 3866 tensile failure (o) 103 block plot table 10

7.000

5.000

3.000

1.000

-1.000


0.300

0.500

0.700

0.900

1.100

(*10^3)



Sección de Análisis Geotécnico Por Modelo Númerico (UDEC) JOB TITLE : Seccion 11 - Sector Oeste - Rajo Rosario CMDIC

(*10^2) 9.000

UDEC (Version 3.10) LEGEND 21-Dec-01 11:54 cycle 951639 X displacement contours contour interval= 2.000E-01 0.000E+00 to 1.000E+00

7.000

5.000

0.000E+00 2.000E-01 4.000E-01 6.000E-01 8.000E-01

3.000

1.000E+00

block plot table 10 1.000

-1.000


0.300

0.500

0.700

0.900

1.100

(*10^3)



Diseño Original Taludes Pit 10 Años N-82000

41 °

N-81500

42 °

40 °

N-81000

41 °


E-32000

E-31500

E-31000

E-30500

E-30000

N-80500


Diseño Modificado Taludes Pit 10 Años N-82000

43°

41° 42°

N-81500

40° N-81000

43°

41° 42°


E-32000

E-31500

E-31000

E-30500

E-30000

N-80500


Angulos Interrampa Talud Modificado Diseño Propuesto Pit 10 Años N-82000

47 ° N-81000

48 °

47 °

50 ° E-31000

E-30500

N-80500

E-30000

50 °

49 °


53 ° E-32000

53 °

E-31500

N-81500

51 °


Monitoreos Geotecnicos Tape Extensometer Rod Extensometer

Prism Prism

Prism

DISPATCH Monitoring System

Leica APS-Win Robotic System

Vibrating wire piezometer Observation well Classical surveying station



Monitoreos Geotecnicos









Curso Geomecánica Básica

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